641_MATERIALDEESTUDIO

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DISEÑO Y DIMENSIONAMIENTO DE PLANTAS METALURGICAS DR. PATRICIO NAVARRO DONOSO INTERNATIONAL CONSULTANT METALLURGICAL PROCESS

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INDICE 1.- INTRODU INTRODUCCI CCION ON 1.1.- Criterios Criterios y consideraciones consideraciones generales generales 1.2.- Etapas de un proyect proyecto o 1.3.- Las Inversione Inversiones s 1.4.- Los Costos Costos de Operac Operación ión 1.5.- Diagramas Diagramas de Flujos Flujos y Equipos Equipos 1.6.- Plantas Plantas Hidrometalúrg Hidrometalúrgicas icas

Dr. Patricio Patricio Navarro - pnavarro@ex [email protected] po.intercade.o rcade.org rg - Consultor Consultor Intercade

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2.- AGLOMERA AGLOMERACION CION Y CURADO CURADO 2.1.- Descripción y Funciones de equipos de aglomeración y curado 2.2.- Criterios Criterios de diseñ diseño o 2.3.- Dimension Dimensionamie amiento nto de Tambor Tambor rotator rotatorio io 2.4.- Cálculo Cálculo de Tambor Rotatorio Rotatorio

3.- PILAS PILAS DE LIXIVIAC LIXIVIACION ION 3.1.- Tipos de Pilas Pilas de Lixiviación Lixiviación 3.2.- Componentes de una Pila de Lixiviación 3.3.- Consideraciones para establecer parámetros y criterios de Lixiviación 3.4.- Dimension Dimensionamie amiento nto de una Pila Pila de Lixiviaci Lixiviación ón 3.5.- Cálculo de de una Pila Pila de Lixiviación


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4.- EXTRACCI EXTRACCION ON POR SOLVENTE SOLVENTE 4.1.- Diagramas Diagramas de Flujos Flujos 4.2.- Equipos principales principales de Extracción por Solvente 4.3.- Funciones y características características principales 4.4.- Parámetros y criterios criterios de Diseño 4.5.- Dimension Dimensionamien amiento to de Mezclador Mezcladores es - Sedimentad Sedimentadores ores 4.6.- Cálculos y casos casos prácticos prácticos

5.- ELECTROO ELECTROOBTEN BTENCION CION 5.1.- Aspectos Aspectos fundamentale fundamentales s 5.2.- Reacciones y electrodos en el proceso proceso de Electroobtención Electroobtención de cobre 5.3.- Parámetros operacionales de control de proceso 5.4.- Balances Balances de de Masas 5.5.- Criterios de diseño y equipos principales principales 5.6.- Dimesiona Dimesionamien mientos tos y especific especificacion aciones es




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1. INTRODUCCION


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1.1.-- CRIT 1.1. CRITERIO ERIOS S Y CONSIDERAC CONSIDERACIONES IONES GENERALES El objetivo de un proyecto minero metalúrgico es simple y similar al de cualquier proyecto y se reduce a generar utilidades . Consecuentemente vale la pena revisar los aspectos económicos generales que definen el comportamiento económico de los proyectos en el ámbito particular de un proyecto de planta industrial, a través de la estadística acumulada en proyectos ya materializados.




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1.2.- ETAPAS DE UN PROYECTO Diseño Inicial. En todo proyecto minero metalúrgico durante su desarrollo se debe pasar por una serie de etapas que incluyen estudios técnicos y económicos.

Pruebas de Laboratorio. Ingeniería Conceptual. Pruebas a Nivel Bench Scale. Ingeniería Básica. Planta Piloto. Evaluación Técnica Económica. Ingeniería de Detalles.

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1.3.- LAS INVERSIONES DE UNA PLANTA HIDROMETALURGICA Una revisión de la distribución de las inversiones posteriores a las de la etapa minera que se excluye por la alta varianza de sus valores en la estadística disponible , nos muestra que las inversiones por áreas de la planta, se sitúan en los siguientes órdenes de magnitud: Area LIX: Incluidas, recepción de mineral en acopios, chancado, aglomeración, carga de pilas e instalaciones de riego, recolección almacena-miento y manejo de soluciones.

Presenta inversiones entre el 12 y el 18% del total


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Area SX: Incluidas instalaciones y equipos mezclados decantados completos, estanques, inventario de orgánico y otros.

Presenta inversiones del orden del 30 al 40% del total

Area

Presenta inversiones del orden del 45 al 50% del total

EW: Incluidas la nave electrolítica, rectificadores, grúa, celdas equipadas con electrodos, sistema de lavado de cátodos, estaques, intercambiadores y otros.


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Respecto de la distribución de las inversiones, puede indicarse que:

En Equipos: Representan del orden del 65 % del total.

En Construcciones y Montajes: Representan del orden del 35 % del total.




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1.4.- LOS COSTOS DE OPERACION La distribución de los costos directos de operación se sitúan en los siguientes órdenes de magnitud general:

Area SX y EW combinadas: Presenta costos virtualmente constantes, generalmente en un rango entre 9 y 16 centavos/lb.

Area Extracción Mina y LIX: En general acumula más del 50 % de los costos directos, con fuerte variación entre las diversas operaciones, principalmente debido a factores asociados al manejo de materiales.


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Los factores de sensibilidad: Dado que el principal enemigo del objetivo de generar utilidades es el riesgo, vale también la pena revisar los factores principales, según las estadísticas de los analistas, que inciden en la sensibilidad de un negocio minero hidrometalúrgico:

Primer factor: El precio del cobre u otro. Segundo factor:

El tamaño del yacimiento, en términos de tonelajes y leyes de fino, por factores asociados a la economía de escala.

Tercer factor: La recuperación metalúrgica. Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade



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Cuarto factor: Habitualmente es el consumo de ácido. Otros factores: Variados y más asociados a cada caso particular, tales como, presencia de impurezas, disponibilidad de agua, de energía, de elementos de infraestructura, de espacio, financiamiento, factores ambientales y otros varios.

Observación General: Finalmente, se observa que las variaciones en los costos son largamente más incidentes en la sensibilidad que las inversiones en su conjunto.


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CONCLUSIONES Como conclusión de los antecedentes estadísticos se deducen varias líneas generales de enfoque de un proyecto: -

Dado que que el principal principal factor factor de riesgo riesgo está está asociado asociado al precio, sólo cabe contrarrestarlo mediante un proyecto diseñado para operar a costos bajos, o para generar productos que eleven el margen de contribución, más bien que para aumentar su valor agregado.

-

Dado que los indicadores econométricos de un proyecto son menos sensibles a las inversiones que a los costos, antes que procurar economías en esos rubros, es más atinado cuidar que ellas sean efectuadas con lógica, principalmente desde los puntos de vista de su capacidad de producir a costos bajos y de permitir una alta disponibilidad de planta.




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- La concepción de procesos y de operación de la lixiviación debe ser muy especialmente cuidada, dado que los mayores costos de operación y factores de sensibilidad del proyecto radican en las operaciones hasta esa etapa. - Dado que las menores inversiones también se ubican en el área lixiviación, es incluso aconsejable exagerarlas razonablemente a cambio de disminuir los consumos y costos de manejo de materiales y de asegurar la obtención de altas recuperaciones metalúrgicas.


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1.5.- DIAG DIAGRAM RAMAS AS DE FLUJ FLUJOS OS Y EQUIPOS En este punto se presentarán los diagramas de flujos característicos para plantas de tratamiento de minerales oxidados oxidados a través de procesos hidrometalú hidrometalúrgico rgicos s y diagramas de flujos característicos para plantas de tratamiento de minerales sulfurados vía concentración por flotación.




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1.6.- PLAN PLANTAS TAS HIDROME HIDROMETALU TALURGIC RGICAS AS Las plantas para el tratamiento de minerales de cobre vía procesos procesos hidromet hidrometalúrgi alúrgicos cos incluyen incluyen las siguientes siguientes etapas principales características: - Chancado - Aglomeración y Curado - Lixiviación - Extracción por Solventes - Electroobtención


18 H2SO4

H2O

LIXIVIACION Solución Fuerte (PLS)

Solución Refino

EXTRACCION Orgánico Cargado

Orgánico Descargado REEXTRACCION Electrolito Rico (Avance)

Electrolito Pobre (Spent)

ELECTROOBTENCION

Cátodo de Cobre de Alta Pureza




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19 Refino

ROM Botadero

Lixiviación ROM

Perforación

H2O

Carguío

Tronadura

Chancadoprimario (1 chancador)

Transporte

H2SO4

Aglomeración en correa

Chancadoterciario (2 chancadoresde cono)

Clasificación (1 harnero tipo banana)

Chancadorsecundario (1 chancadorde cono)

Clasificación (2 harneros terciarios)

Acopio mineral chancado

Acuoso Orgánico

Primeraextracción en serie

Acopio en piscina PLS

Lixiviación en pila permanente

Segundaextracción en serie Orgánicocargado

Acopio en piscinas refino

Acopio en piscina ILS

Extracción en paralelo

Lavado orgánico cargado

Electrolito rico

Segundadescarga

Alimentación nave

Primeradescarga

Electrolito pobre

Filtrado electrolito rico

Orgánicodescargado

Electrolito pobre

Electro-obtención

Despegue de Cátodos


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EQUIPOS PRINCIPALES En un proceso LIX-SX-EO los equipos principales son los siguientes: - Chancador, su función es reducir de tamaños los minerales para aumentar la superficie de contacto mineral-solución y aumentar la liberación de las especies útiles. - Harneros, trabajar en circuito cerrado con el chancador. - Tambor Rotatorio Aglomerador - Mezclador-Sedimentador de extracción, contactar la fase acuosa con la fase orgánica para producir el intercambio de iones y su separación posterior.




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* CICLO DE LIXIVIACION MENOR


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6-8 % > PARTICULAS FINAS (Aglomerado-Curado)

Tambor Aglomerador. 2%

> PARTICULAS FINAS

No es necesario la aglomeración. 2-4% : Humectar con Agua y agregar Acido (curado).

“Correa transportadora”. “inferior a malla Tyler 200”.




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- Mezclador sedimentador de reextracción, idem al anterior solo que en este caso se traspasa el cobre del orgánico a la fase acuosa.

- Piscina de PLS, Refino, Orgánico. - Bateas de Electroobtención. - Rectificador - Despegadora de Cátodos - Intercambiador de Calor. - Estanque de Electrolito. - Otros.


24

Alta Porosidad => “Uniformes”




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25

2.- AGLOMERACION Y CURADO


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2.1.- DESCRIPCION Y FUNCIONES DE EQUIPOS DE AGLOMERACION Y CURADO Algunos minerales con contenidos excesivos de arcillas o material fino generado durante el chancado son difíciles tratar en una lixiviación en pilas, debido a los problemas porosidad y permeabilidad del lecho ocasionado por segregación de dichas partículas finas.

de de de la

Cuando esto ocurre se puede aplicar una aglomeración a fin de producir una distribución uniforme y permanente de dichas partículas, contemplando la formación de aglomerados firmes y a la vez permeables a la solución.




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27

Alta Porosidad => “Uniformes” “Partículas finas”


28

- Zonas sin regar. - No se va al recuperar el cobre de esas zonas.




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Aglomeración: Agua

Cuando: H2SO4

Oxidos Sulfuros

→

“Sulfatos”


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Los objetivos que justifican la aglomeración se pueden resumir en los siguientes puntos: - Mayor permeabilidad del lecho partículas. - Conseguir una distribución homogénea de la solución lixiviante a través del lecho de la pila. - Proporcionar una estructura física estable de la pila evitando su deformación y escape lateral de la solución lixiviante. - Aumentar la cinética y la extracción del metal de interés. - Provocar una mayor oxigenación de la pila.




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31


32

El pretratamiento por “curado” de una mena a ser lixiviada en pila tiene como objetivo obtener una cinética de extracción mucho mayor, acortando el tiempo de lixiviación.

Existen diversas formas y equipos para efectuar la aglomeración y curado, dentro de los mas utilizados podemos mencionar: TAMBOR ROTATORIO Y CORREA TRANSPORTADORA.

Con respeto al tambor rotatorio podemos decir que se usa para aglomerar de manera muy eficiente al operar con una inclinación adecuada en el sentido del flujo de sólidos.




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Acido

Agua

levantadores Agua Acido Sulfúrico Mineral

Mineral

inclinación

sentido de giro del tambor


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Húmedad: 8-12%

H2O H2SO4

H2O: H2O propio + H2O agregado H2SO4: H2SO4 agregado




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Mineral α

Α, D, L, rpm

“t” Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade

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19

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Tambor Nro

Dimension DxL (mxm)

L/D Radio

Capacidad Tph

Veloc Rotacion N rpm

Angulo inclin

Potencia Instalada HP

Veloc critica Nc rpm

N/Nc Radio

Tiempo resid prom min

1

2.74x9.45

3.45

210

12

3.5-8.0

60

25.5

0.47

1.43

2

1.80x5.00

2.78

150

6

6

35

31.5

0.19

0.47

3

3.51x6.00

1.71

350

5

10

80

22.5

0.22

0.76

4

3.05x9.76

3.20

280

11.2

5.0-9.0

60

24.2

0.46

1.38

5

0.61x1.83

3.00

5-10

16

--

5

54.4

0.29

0.28

6

3.66x10.06

2.75

420

9.3

7.0-9.0

100

22.1

0.42

1.37

7

3.00x8.50

2.83

600

7

5

--

--

--

1.50

8

3.26x9.80

3.00

800-1100

6

8.0-12.0

--

23.4

0.26

0.58-0.75

9

1.90x5.00

2.63

100

6

--

--

--

--

--

10

2.40x7.30

3.04

250-300

Variable

Variable

60

--

--

0.83

11

2.40x7.30

3.00

350

6.8

3.0-6.0

--

--

--

1.00

12

3.00x9.00

3.00

700

--

--

--

--

--

--

13

2.60x7.80

3.00

460-650

--

--

--

--

--

--




20

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El agua y el ácido se adicionan mediante duchas o chorros, en la parte superior del equipo. El porcentaje de humedad y la inclinación del tambor son factores muy importantes en la calidad del producto aglomerado. Un 8 a 12% de humedad puede lograr un excelente aglomerado, asi como un tiempo de residencia del mineral en el tambor del orden de 1 a 3 minutos, cuando opera con 3 a 7 grados de inclinación.


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Ejercico Nº 1 de Cálculo de H. Calculemos: 10% de humedad

0,10 (1 + H2O agr.) = 0,02 + H2O agregar

Mineral: 2% de humedad propia

0,10 + 0,1 H2O agregar = 0,02 + H2O agregar

Muestra de 1 kg. de Mineral

0,10 + 0,02 = 0,9 H2O agregar

1 kg x 0.02 = 0.02 kg

10% =

0,10 =

H2O propia + H2O agregar Mineral húmedo + H2O agregar

H2O agregado =

0,08 = 0,089 kg 0,9

x 100 = 89 cm3H2O

0,02 Kg + H2O agregar 1 Kg + H2O agregar




21

41

2.2.- CRITERIOS DE DISEÑO Los criterios de diseño para el dimensionamiento de un tambor rotatorio son:

- Tiempo de residencia necesario que el mineral debe permanecer en el tambor. - Inclinación del tambor. - Velocidad de giro operacional. - Capacidad de tratamiento.


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2.2.- DIMENSIONAMIENTO DE TAMBOR ROTATORIO La expresión que determina el tiempo de retención necesario del mineral en el tambor, está dado por la siguiente expresión:

t

1, 77·(A)0,5 ·L S·N·D

t = tiempo en min. A = ángulo de reposo del mineral, grados. L = longitud del tambor, pies. S = inclinación del tambor, grados. N = velocidad de giro, rpm. D = diámetro del tambor, pies.




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1,77 (A)0.5 x L t= S.N.D

A.R. A.R. = 35 – 45º


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Es posible determinar la velocidad de giro N, si se considera que el resto de las variables, que no son determinadas en pruebas metalúrgicas previas, pueden ser especificadas por el diseñador, manteniendo los siguientes rangos:

Razón (longitud/diámetro) = 2 a 5. Inclinación del tambor

= 3 a 7 grados.

N

1, 77·(A)0,5 ·R S·t

en la cual R = (L/D).




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45

Para lograr una mejor aglomeración del mineral, la velocidad de giro del tambor rotatorio suele estar entre 20 y 40% de la velocidad crítica de rotación. Por otra parte se tiene la siguiente expresión que relaciona el diámetro del tambor con la velocidad crítica de rotación.

D

0, 3048·

42,32

2

Cs


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Experimentalmente se ha encontrado la siguiente relación entre la capacidad y el diámetro del tambor:

C

327, 84

79, 24·D

D = diámetro del molino, pies. C = capacidad, ton/h




24

47

C = -327,84 + 79,24D 79,24D = 327,84 D=

327,84 79,24

≈ 4 pies

≈ 4 pies

4 pies < D < ≈ Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade

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2.4.- CALCULO DE TAMBOR ROTATORIO Adoptemos los siguientes datos de entrada:

Tiempo de residencia = 1,0 minuto Angulo de reposo del mineral = 40 grados Razón (L/D) = 2,5 Inclinación del tambor = 4 grados % de giro respecto a la velocidad crítica = 40




25

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Determinemos la velocidad de giro operacional:

1, 77·(A)0,5 ·R

N

S·t

1, 77·(40)0,5 ·2, 5

N

4·1

7, 0 rpm


50

N=

1,77 ( A)0.5 • R S•t

N = 1,77 ( 40)0.5 • 2,5

N=

R=

1,77 • 6,32 •2,5 4•1

L

R=

D

L D

=

28 4

=7

N = 7rpm

= 2.5

t = 1` A = 40`` S = 4º Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade



26

51

Ahora,

N

Cs

(% giro)/100 7,0 rpm

Cs

0, 4

Como:

D

D Y entonces,

0, 3048·

0, 3048·

L

2,5·D

17, 5 rpm

2

42,32 Cs

2

42,32

1,78 m

17,5

2, 5·1, 78 m

4,45 m


52

Calculemos ahora la capacidad del tambor:

C

327, 84

79, 24·D

Como D = 1,78 m = 5,8 pies

Luego,

C = -327,84 + 79,24 x 5,8 C = 131,8 t/hr




27

53

Angulo de Inclinación: 5º (4º)

5º

t=

t=

t=

4º

1,77 (40)0.5 • 122.5 5•7 1,77 (6,32) •

2.5

5•7 28

= 0,8 min.

35


54

N = 7rpm Cs =

7 0.45

= 15,6 rpm

D = 0.3048

D = 0.3048

42,32

2

15,6 1791 243

D = 0.3048 x (7,37) = 2,25 mt D = 7,4 pies. C = -327,84 + 79,24 x 7,4 C = -327,84 + 586 = 258 tpm Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade



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3.- PILAS DE LIXIVIACION


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3.1.- TIPOS DE PILAS DE LIXIVIACION Existen básicamente 2 tipos de pilas de lixiviación:

PILA PERMANENTE: La mena es depositada en una pila desde la cual no se retira el ripio una vez completada a lixiviación.

PILA RENOVABLE: (piso reutilizable), en la cual se retira el ripio al final de la lixiviación para reemplazarlo por mena fresca.




29

57


58

PILA RENOVABLE




30

59

PILA RENOVABLE

PILA PERMANENTE


60

La decisión de acerca de cual pila utilizar va a depender de las condiciones del mineral a lixiviar, además de una evaluación económica y de disponibilidad de superficie. Se recomienda utilizar pilas permanentes en los siguientes casos: - Mineral de muy baja ley. - Cinética de lixiviación lenta. - Minerales de baja recuperación. - Amplio espacio disponible. - Pilas altas.




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OXIDOS => Recuperación: 80% tiempo : 20-40 días

SULFURADO => Recuperación: 30-70% tiempo : 6-24 meses

MIXTOS => OXIDOS + SULFUROS: 60%-80% tiempo: 20-24 meses


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Para las pilas renovables, se recomienda utilizarlas cuando se tiene:

- Alta recuperación. - Cinética de lixiviación rápida. - Mineral de baja ley. - Pilas bajas.




32

63

Las pilas a su configuraciones:

vez

pueden

adoptar

las

siguientes

- Pila Unitaria.

- Pila Dinámica.


64

“Pila Unitaria” Ciclo Lixiviación: 30 días




33

65

Ton h α

“Pila Unitaria” Ciclo Lixiviación: 30 días [Cu]

0

30 tiempo


66

0-10

11-20

21-30

PLS

SX




34

67

En las pilas unitarias todo el material es depositado y pasa simultáneamente por las diversas etapas del ciclo de tratamiento y es removida solo al final del proceso de lixiviación. En las pilas dinámicas, coexisten materiales que están en diversas etapas del ciclo de tratamiento, pudiendo existir como subpilas o pilas encajonadas, en la cual cada pila está afirmada en cajones de madera. Aquí la pila queda dividida en subpilas, dependiendo de los ciclos de lixiviación que se tengan, siendo removida la del ultimo ciclo y alimentada la del primero con mena fresca.


68 LIXIVIACION PRIMARIA

SOLUCION RICA 280 m 3/l Cl – 3.66 g/l. H+-3.8 g/l

LIXIVIACION SECUNDARIA TR= 10 L/h/m2 100 días Lix.

ACIDO 15 g/l POZO DECANTACION

EXTRACCION E1

Cu-1.25 g/l

EXTRACCION E2

Cu-3.81 g/l ORGANICO CARGADO 300 m 3/l Cl – 6.15 g/l

ELECTROLITO CARGADO 90 m 3/l Cl– 16 g/l

RE-EXCTRACCION R1

ELECTROOBTENCION EW

SOLUCION INTERMEDIA Cl-1.10 g/l, H+-5.0 g/l POZO INTERMEDIA SOLUCION REFINO 280 m 3/l Cl-0.26 g/l. H +- 9.00 g/l

ORGANICO DESCARGADO 300 m 3/l Cl-3.0 g/l

POZO REFINO

ELECTROLITO AGOTADO 90 m 3/l Cl-35 g/l




35

69

La ventaja que presenta la pila dinámica es que requiere una menor inversión, debido a que hay un mejor aprovechamiento del piso impermeable, además que se tienen ciclos de lixiviación mas regulares y concentraciones mas estables.

Este tipo de pila genera ciclos de lixiviación mas selectivos.


70

3.2.- COMPONENTES DE UNA PILA DE LIXIVIACION PILA DE MINERAL

CAPA DE RIPIO

TUBERIA DRENAJE

PRE IIL

CANALETA

CAPAS DE ARENA IMPERMEABILIZACION

TERRENO COMPACTANDO SACOS




36

71



Impermeabilización de la cancha de lixiviación. - Capa de polietileno o PVC.

COLOCACION CARPETA PLASTICA EN CANCHA DE LIXIVIACION


72



Capa de áridos.




37

73



Capa terminada de áridos.


74

3.3.- CONSIDERACIONES PARA ESTABLECER PARAMETROS Y CRITERIOS DE LIXIVIACION Las variables más importantes para diseñar una planta hidrometalúrgica para minerales de cobre son función de los factores de riesgo económico del proyecto y de la estrategia que se diseñe para enfrentarlos, que dependen de cada caso particular. Como consecuencia de este hecho la tarea de las especialidades de ingeniería es instrumental y debe orientarse a resolver los factores cuando corresponda, sea en las etapas de estudios, en la de pruebas metalúrgicas o en las etapas de diseño.




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En general, las decisiones relativas a las estrategias se refieren a los temas siguientes:

La capacidad de producción de cobre En estricto rigor, esta decisión se formaliza en la etapa de Análisis de Factibilidad o de Ingeniería Conceptual en la que, con ayuda de datos geológicos, mineros, metalúrgicos y de ingeniería de plantas se descubre la “Mejor Opción” desde el punto de vista económico y bajo los criterios establecidos, los cuales pueden variar de un proyecto a otro o aún en el avance de las fases de desarrollo. El punto de vista económico considera las inversiones y costos esperables, los ingresos por ventas y el tipo de financiamiento, todos los cuales son sensibilizados según los factores de riesgo de la inversión que se detectan.


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Tipo de Pilas Hoy en día prácticamente todas las pilas son “dinámicas”, con sistemas continuos de carga de mineral, por lo que la disyuntiva se refiere a si son “permanentes” (con el mineral depositado en la pila para no ser removido jamás) o “renovables”, en las que el mineral se retira una vez terminado su ciclo para reutilizar la base. 

La decisión es de naturaleza económica y principalmente relacionada con los costos de operación.



En general las inversiones de extracción de mineral desde la mina son inevitables y están bien controlados por los planificadores mineros, que cuentan con equipos estándar de manejo de mineral.




39

77



Las inversiones a continuación son moderadas (en términos relativos y más aún si se las compara con las instalaciones de SX y EW) y se concentran más bien en el chancado y en la aglomeración y carga de pilas que en la lixiviación propiamente tal.



Por su parte el costo directo de producción de cobre a partir de un mineral, se concentra principalmente desde la extracción de la mina y hasta la lixiviación del mineral, mientras los costos de las etapas de SX y EW son moderados (en el orden de 9 a 15 centavos por libra) y virtualmente constante en todas las plantas.



En el segmento de la operación, los costos de manejo de materiales son incidentes y deben evitarse, lo que normalmente orienta la estrategia a favor de las pilas permanentes.


78



Otra estrategia se orienta en favor de:

Sistemas de manejo de materiales de bajo costo operacional. En general ello sólo es posible en el manejo de grandes tonelajes asociados a proyectos muy grandes y de larga duración que permita su amortización. Justamente en esos proyectos el área cubierta aumenta paulatinamente y los costos de manejo de soluciones suben hasta un nivel inconveniente, lo que orienta la decisión a favor de pilas renovables. 

Otra condición usual que define el uso de pilas renovables es la disponibilidad de poco espacio de topografía adecuada.




40

79

La Administración de las Soluciones Al presente, la lixiviación de minerales complejos conduce cada vez más a la adopción de configuraciones de lixiviación con soluciones intermedias.



La demanda de solución intermedia (ILS) resulta de conciliar una “Razón de Lixiviación” -que define la cantidad de líquido para lograr la “Recuperación Objetivo”, ó m3/TM medidos en pruebas con una “Razón de Concentración”, que define por cálculo los m3/TM adecuados para “envasar” el cobre recuperado en una solución rica de concentración deseada.


80

Sistema de Riego La decisión sobre si el sistema de riego usará aspersores o goteros está condicionada por varios factores, los principales son: 

La disponibilidad de agua: Si ella es escasa orienta a preferir goteros que generan pérdidas moderadas de evaporación.



La necesidad de conservar temperatura de soluciones también orienta a favor del uso de goteros, incluso considerándose instalaciones tapadas con láminas plásticas y líneas enterradas.




41

81



La decisión de regar taludes orienta a favor de goteros o de aspersores especiales.



Soluciones muy impuras y con peligro de precipitación de sales orientan a favor de aspersores.



La necesidad de desplazar frecuentemente del sistema de riego sugiere el uso de líneas de tuberías con aspersores.



Las condiciones ambientales: Vientos excesivos orientan a favor de goteros. El riego en altura con peligro de congelamiento, orienta preferencias en favor de goteros; en casos extremos, incluso a favor de goteros enterrados en el mineral.


82

- Disponibilidad de Agua. - Condiciones climáticas.

-5º C 10º C – 18º C

Reacciones Exotérmicas = >

Liberan calor




42

83

• Por Goteo - Si el agua es escasa. - Si el pH de trabajo no permite precipitación de las durezas del agua. - Peligro de congelamiento en zonas de altura. - Régimen de viento fuerte y permanente.


84

Tasa de Evaporación Lts Hr • m2




43

85

Area de contacto (m2) H2O

t = 0 → VH2O = m3 ΔV

t = 24 Hrs. → VH2O = m3 Lts. Hr • m2


86

TASA DE EVAPORACION Area: 0,5 m2 t = 0 → V H2O : 14 lts t = 24 → VH2O : 13,5 lts.

14 Lts – 13.5 Lts = 0.5 Lts 0,5 lts 24 hrs x 0,5 m2

= 0,042

lt hr x m2




44

87


88




45

89

COLOCACION IRRIGADORES


90

•

Por aspersores - El agua no es un factor limitante. - Condiciones climáticas favorables. - Régimen de viento moderado. - Cuando no se requiere una buena oxigenación de la solución.




46

91


92

El costo de instalación resultante es relativamente similar para ambos tipos de emisores. Dado que el riego con goteros tiende a generar costras salinas en la pila muy particularmente con los sistemas de riego pulsante-resulta conveniente combinar ambos sistemas, con algunas líneas reubicables de aspersores para lavar ocasionalmente las superficies y regularizar el riego.




47

93

TAMAÑO DE PARTICULAS Y DISTRIBUCION GRANULOMETRICA En general se expresa mediante una definición del tamaño máximo y del P80 (que indica el tamaño bajo el cual está el 80% del mineral apilado). Este es un parámetro obligado para diseñar las instalaciones del chancado en los proyectos, dado que la “razón de lixiviación” (o combinación de ciclo y tasa de riego) establecidos para obtener la “recuperación objetivo” está muy sensiblemente asociada a un determinado tamaño de partículas, con pérdida de recuperación si su tamaño aumenta.


94

KgH2/TM , “ Oxido → Sulfato - 30 KgH+/TM

T1 = 12 horas

t1

t2

t3

t4

“Agitación” (2 minutos)

T2 = 24 horas T3 = 36 horas

“muestra”

T4 = 48 horas




48

95

“Agitación” (2 minutos)

“muestra”

Recuperado

(KgH+/TM)1

(KgH+/TM)2

t1

t2

t3

t4

tiempo Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade

96

Curado

[Cu]

tiempo C/C S/C Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade



49

97

DOSIS ESTUDIADA DE ACIDO EN CURADO Es usual adoptar como máximo una determinada previamente en pruebas de laboratorio y se reconoce la existencia de dos criterios diferentes para establecer la dosis más adecuada: 

El criterio usual adopta la dosis que genera la mayor recuperación de cobre en el lavado con agua de la muestra reposada, lo que normalmente coincide con inflexiones desfavorables en la curva resultante de consumo de ácido.



El criterio usado por algunas consultoras adopta, y sólo inicialmente para otras pruebas, la dosis que obtiene la mayor recuperación de cobre en el mismo lavado con agua, pero con la restricción adicional que no aparezca ácido sobrante en la solución.


98



Los excesos de ácido en un sistema por sobre el consumo propio del mineral se traducen muy rápido en situaciones que a lo menos restan eficiencia a las más caras etapas de SX y de EW a continuación: Inicialmente, en una espiral en aumento de la presencia de impurezas. Seguidamente, en una espiral de aumento de la acidez de la solución rica.




50

99

DIAS DE REPOSO SIN RIEGO, POSTERIORES AL CURADO Lo habitual es que sea un período variable que resulta de compatibilizar un sistema de chancado y de aglomeración relativamente continuo con la carga de los módulos, lo que ocurre en períodos que resultan más bien discretos y cada cierta cantidad de días enteros, o que entran en riego según un patrón de días similar.


100

TR PILA

12%

ACOPIO DE MINERAL

H2O evapora 9-10% 12%




51

101



Ese período resultante puede hasta verse incrementado si la estrategia operacional implica mantener módulos cargados por delante de los módulos en riego.



En los casos que este período resulta largo no se observan daños al proceso; por el contrario, sí se observan deterioros del efecto del curado si el riego se inicia antes de lo conveniente.



Según experiencias, la condición anterior es un claro síntoma de la influencia de las reacciones redox para ese mineral. En todo caso, el efecto del período de reposo puede reemplazarse también por otras metodologías.


102

• Tomar una muestra húmeda de mineral y pesar (150 grs.). • Tomar la muestra de mineral y colocar en estufa a 50-80ºC durante 24 horas, pesar el mineral luego de las 24 hrs. Agua en el mineral = 150 - 135 = 15 grs. de Agua

% humedad =

15 150 grs

x 100 = 10% humedad.

(12%)




52

103

RAZON DE RIEGO PARA LA RECUPERACION OBJETIVO La “Razón de Lixiviación” o m3/TM de solución necesarios para los fenómenos difusionales asociados a la lixiviación, en principio se determina y/o resulta de las pruebas metalúrgicas. En la realidad práctica, ella no se calcula para definir el valor a incluir en los parámetros, sino que más bien se adopta un valor holgado para garantizar la obtención de la recuperación objetivo. Este factor determina la duración del período de tratamiento del mineral en función de los criterios indicados, mediante cálculos auxiliares para conciliar la “Razón de lixiviación” y la tasa de riego, que definen la duración del ciclo, que a su vez establecen las superficies de pilas que luego permiten elegir la modulación de las mismas. Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade

104

Razón de Riego:

m3 TM

Razón de Riego mayor: •Mayor Recuperación •Solución más diluída.

Tasa de Riego : (flujo específico)

lts H r – m2




53

105

lts

Tasa de Riego : (flujo específico)

Hr – m2 Flujo F.E =

F A

A F.E = 10-25 (lt/hr x m2)


106

Flujo específico alto: • Soluciones diluidas. • Disminución del consumo de ácido.




54

107

Flujo específico bajo: • Soluciones más concentradas. • Aumento del consumo de ácido.


108



Para detener la operación de una pila y cesar definitivamente su riego, el criterio nuevamente debiera ser económico y como máximo correspondería al momento en el que los costos superan a los precios de ventas.



En este criterio influyen factores externos, tales como el precio del cobre y el costo del ácido; de hecho se analiza evaluando el costo de cada ganancia de recuperación, que resulta determinado principalmente por el consumo de ácido y muy poco sensible al consumo de energía a los precios vigentes.




55

109 R. de Cobre

25 días

75% R (25 días)

35 días

tiempo

78% R (35 días)

- Δ Ingreso. - Δ Costo de Consumo de ácido. Utilidades = Ingreso - Costo


110



Ocasionalmente hay factores de oportunidad, como por ejemplo: la estrategia de aumentar el tonelaje tratado y sacrificar recuperación en períodos de precio elevado, para aprovechar

las

ganancias

asociadas

a

una

mayor

producción.




56

111

TASA DE RIEGO Generalmente expresada en l/hr/m2; ésta es una variable metalúrgica de gran importancia e incidencia en el proceso. La tasa de riego, aplicada por el tiempo de duración del ciclo, es responsable de incorporar la “razón de lixiviación” al mineral para lograr la “recuperación objetivo”.


112



Tasas de riego altas requieren una mayor “razón de lixiviación” que las tasas bajas para lograr la “recuperación objetivo” Las tasas altas presentan la ventaja de un tiempo del

ciclo

más

corto

y

como

desventaja

una

menor

concentración de las soluciones efluentes.




57

113

% DE TIEMPO DE RIEGO (CICLOS PULSANTES) El sistema pulsante se considera indispensable en la lixiviación de sulfuros, sea para contribuir a la alteración de las especies o para los requerimientos de oxigeno de las bacterias.

Su

aplicación aún no está generalizado para la lixiviación de óxidos, aunque es el método que resulta más adecuado para minerales con tendencia a la formación de capas freáticas de inundación causada, por exceso de finos.


114

Tasa de Riego Constante: Minerales Oxidados de Cobre Minerales Mixtos: Tasa de Riego Faltante. - Riego. - Dejo de Regar. - Crecimiento a la fauna bacteriana. - Riego.




58

115



Aún en la lixiviación de óxidos participan reacciones redox que hacen conveniente períodos de oxigenación (en los reposos), sea para: Oxidar y destruir reductores ocasionalmente presentes que inciden en la recuperación y en la cinética. Oxidar y destruir arcillas ocasionalmente presentes y anteriores.

intercambiadoras con los mismos

iónicas efectos

Disminuir los consumos de ácido y ajustar la presencia de impurezas mediante mecanismos asociados al par Fe+2 y Fe+3, que responde a la presencia de oxígeno.


116



Las oxidaciones ocurren por la inducción de aire a las pilas que resulta más eficiente sobre la roca húmeda después del estruje de un reposo para una reacción “fase gaseosa - fase sólida” directa, que durante el riego cuando la eficacia queda limitada por la baja solubilidad del oxígeno en las soluciones que cubren la superficie de las partículas.



La secuencia de pulsos está controlada por el reposo, que se aplica sólo durante el tiempo en que éste resulta eficiente y está relacionada con el tiempo necesario para estrujar las soluciones y eliminar la película líquida sobre las partículas para exponerlas.




59

117



Este período se determina experimentalmente en laboratorio y principalmente depende de: La “tasa de riego instantánea” aplicada. La altura de la pila. La distribución granulométrica del mineral. El uso de surfactantes.



Además se debe disponer de un tiempo adicional para las reacciones “fase gaseosa - fase sólida” en las superficies de las partículas.


118



Los tiempos de riego se procura que sean breves y a la mayor “tasa instantánea” posible, pero que evite problemas de inundación durante su período de aplicación.



Ambos períodos se reducen a tiempos compatibles con la operación y resultan habitualmente en días completos de reposo y de riego, que no necesariamente son los mismos.



Los períodos de riego y de reposo se compatibilizan con la disponibilidad de módulos que se transforman en múltiplos de estos ciclos; por ejemplo: si los períodos de riego de reposo son iguales, deben ser pares tanto la cantidad total de módulos como la cantidad que genera solución rica o intermedia y la cantidad que se riega con refino.




60

119

Altura de Apilamiento Esta es una función principalmente económica, dado que el costo de cargar el mineral es directamente proporcional a la altura de la pila, factor que crece a una tasa mayor que el costo de cargar en superficie. La altura de pilas está también indirectamente asociada al tamaño de la explotación. La altura está condicionada por la disponibilidad de espacio (poca superficie conduce a pilas altas para economizarla). En sistemas de riego en paralelo (o “tendido”, donde toda la pila se riega sólo con refino), la altura del apilamiento es el principal medio de ajuste de la concentración de cobre de la solución rica (el otro es la tasa de riego).


120

ALTURA DE LA PILA h

T

T

h

Pila Alta: • Menores costos de creación de superficie • Menor evaporación de agua. • Soluciones más concentradas en base. Se aumenta el consumo de ácido. • Disminuye la porosidad (persolabilidad) de la solución ha medida que aumenta el tiempo del cielo de lixiviación.




61

121



El tamaño de la explotación puede demandar medios más o menos costosos para efectuar la carga de la tasa requerida de mineral; en general: Explotaciones pequeñas (en el orden de hasta 1000 TPD) usan pay loaders, cuya capacidad de altura limita en el orden de 3 –3,5 m, como máximo y según el tamaño del equipo. Explotaciones intermedias (probablemente hasta el orden de 5 a 10.000 TPD) adoptan apiladores móviles del tipo stacker con correa de descarga de ángulo horizontal variable. Estos equipos son cargados desde camiones y pueden alcanzar alturas en el orden de 6 - 8 metros.


122

Explotaciones de gran tamaño adoptan sistemas de correas de distinto tipo; por ejemplo “Grass-hoppers” (tren de correas cortas que reciben mineral aglomerado-curado, lo traspasan entre ellas y alimentan el dispositivo final de carga de pilas), o sistema “Manta Kraft” (que depende de una sola correa de alimentación a un sistema móvil, pero que también dispone de rotopalas y sistemas de remoción del ripio lixiviado). Algunas explotaciones de minerales marginales en condición “Run off mine” (ROM) se cargan desde la superficie por volteo de camiones, usualmente seguido por “ripeo” de la superficie para restituir permeabilidad.




62

123



La altura de carga está asociada a la duración del ciclo a través de la tasa de riego, dado que entre ambas definen el tiempo de riego necesario para suministrar la “razón de lixiviación”



La altura también se correlaciona con la forma de oxigenar la pila (cuando se requiere). La práctica muestra que hasta 3 – 3,5 metros no es necesario inyectar aire a presión para oxigenar las pilas, mientras que alturas superiores sí lo necesitan.


124

5 mt.

FE:

columna

oh

h0

T

Compactación: - Flujo específico. - Rompimiento de aglomerado. - Molienda química.

h1

T=D t=10 días




63

125

Dosis de Líquido Para Aglomerar Mineral Generalmente se establece en el orden del 70 al 80% de la humedad de impregnación determinada en pruebas de laboratorio, cantidad a la que se resta la humedad natural o la remanente luego de los sistemas de contención de polvo del chancado y el volumen equivalente del ácido agregado. 

Algunas

empresas

adoptan

pruebas

empíricas

para

comparar la calidad del aglomerado con varias dosis de agua y sus características mecánicas.


126

H2O

H2O propia

3 Kg. De Mineral

gotear 70-80% H2O de impugnación aglomeración




64

127



En el caso de curados “in situ”, como los aplicados en la lixiviación de minerales marginales en condición ROM, no sólo es importante la dosis sino que también la forma de aplicarla para garantizar que ella impregne efectivamente la roca sin escurrimiento al drenaje.



Cabe mencionar que en varias empresas se ha comenzado a reemplazar el agua por refino por diversas razones. Es una tendencia que se extenderá ya que presenta varias ventajas metalúrgicas, asociadas a los efectos de su contenido de fierro sobre el mineral en esta fase del tratamiento.


128

Consumo Total recuperación)

de

Acido

del

Mineral

(para

%

El consumo total de ácido del mineral para lograr la “recuperación objetivo” mediante las reacciones químicas con las especies; es cubierto parcialmente por el equivalente de ácido, del cobre extraído de las soluciones ricas en las etapas de extracción de la planta SX.




65

129

Consumo de Acido

*

*

Kg Acido consumido TM

Kg Acido consumido Tonelada de cobre recuperado


130

Concuerda con el “Consumo neto”, que corresponde exclusivamente al consumo de la ganga en (kg ácido/TM) y que es el ácido fresco externo agregado al sistema completo LX-SX-EW que se contabiliza en los costos de operación. También concuerda con el “Consumo específico” de ácido fresco en (kg ácido/kgCu lixiviado), que es otra forma de expresar el concepto anterior, pero esta vez referido al cobre extraído al mineral. 

Nuevamente, el consumo total y sus asociados no son un parámetro, sino características que se reseñan en los criterios de diseño.




66

131

Cantidad de Módulos Instalados Como consecuencia de la cantidad requerida de mineral, la altura del apilamiento adoptada y los ángulos de reposo del mineral (naturales o artificiales) se define la superficie total de pila en operación para el tratamiento del mineral. 

Normalmente la pila se subdivide en módulos (o parcelas, o pads, o simplemente pilas).


132

Purga

LIXIVIACION 2-6 gr. Lt. Cu 2-4 gr. Lt. H 2SO4

PLS

EXTRACCION POR SOLVENTE

Refino: 0,2-0,6 gr. Lt. Cu 2+ 10-16 gr. Lt. Impureza: * (Fe2+, Fe3+, Cl-)

ELECTROOBTENCION

CATODO




67

133 Purga

LIXIVIACION 2-6 gr. Lt. Cu 2-4 gr. Lt. H 2SO4

PLS

EXTRACCION POR SOLVENTE

Refino: 0,2-0,6 gr. Lt. Cu 2+ 10-16 gr. Lt. Impureza: * (Fe2+, Fe3+, Cl-)

ELECTROOBTENCION RIPIOS CATODO


134



Consecuentemente con esta metodología, se define simultáneamente: la cantidad típica de módulos que generan solución rica, los que se riegan con refino y los que generan y/o recirculan solución intermedia.



En este caso la superficie de cada módulo será la superficie total dividida por la cantidad de módulos en operación.



Las dimensiones de cada módulo (y en consecuencia las de la pila total) se eligen posteriormente conciliando diversos factores condicionantes, uno de los cuales puede ser el factor controlante. Los principales factores condicionantes son:




68

135

- La topografía de la superficie disponible. - Las características del sistema o método de carga de mineral, que a veces establecen una de las dimensiones (por ejemplo: los apiladores establecen el criterio de elección del ancho). - La disposición hidráulica del sistema de riego, desde el punto de vista de garantizar la uniformidad de presiones en los emisores para lograr tasas de riego uniformes y también desde el punto de vista de conciliar las áreas cubiertas por aspersores que es el caso más complejo de ajustar.


136

Total de Descarte de Refino de Planta Completa Esta es una condición completamente indeseada, provocada por el descontrol de la presencia de impurezas y por el fracaso de las medidas para controlar su presencia. Debe disponerse de pozos de evaporación si se prevé su necesidad.




69

137

Concentración de Acido Libre en la Solución Rica En la práctica, la presencia de ácido en la solución rica afecta la eficiencia de la planta SX a pesar de la excelentes características de los extractantes modernos. Los efectos indeseados son debidos tanto a la acidez libre en sí misma como a la presencia de impurezas que siempre la acompaña.


138



Corresponde a una decisión operacional, pero la posibilidad y formas de lograrlo deben verificarse previamente en pruebas metalúrgicas.



Aunque los medios de control de su concentración frecuentemente llevan a un deterioro de la cinética, el costo de resolver sus efectos es más alto que las pérdidas causadas por la prolongación del ciclo, que incluso puede además mejorar la recuperación y bajar el propio consumo de ácido.




70

139

Concentración de Cobre en la Solución Rica Es un parámetro de la mayor importancia económica ya que redunda en el tamaño de las instalaciones de la planta SX, que se diseña en función del caudal de esta solución. Este es un parámetro objetivo directamente asociado a prácticamente todos los factores mencionados y cuya forma de lograrla deben verificarse previamente en pruebas metalúrgicas, para comprobar la combinación adecuada de las cinéticas de recuperación de cobre e impurezas y de consumo de ácido.


140



La concentración resulta de la configuración del manejo de las soluciones, que mediante la generación y recirculación de solución intermedia permiten ajustar al mismo tiempo la “razón de lixiviación” con la “razón de concentración” que se corresponde con la concentración deseada de la solución rica.



Otros factores relacionados con su logro corresponden a la modulación del apilamiento y tamaños de cada unidad, a la tasa de riego y a la altura de pilas, que se combinan de modo que permitan alcanzarla.



Las variaciones de las características del mineral son absorbidas mediante el manejo de la solución intermedia, cuya capacidad de bombeo debe ser holgada para adaptarse a los casos extremos de comportamiento de los minerales.




71

141

3.4.- DIMENSIONAMIENTO DE UNA PILA DE LIXIVIACION Al momento de dimensionar una pila se debe conocer claramente la capacidad de mineral a tratar. Además, debe tenerse en cuenta factores como la gravedad específica aparente, la altura de la pila y el ángulo de reposo. También son importantes las consideraciones geométrica de una pila, las que se muestran en las figuras siguientes:


142

ESQUEMA VOLUMEN PIRAMIDE TRUNCADA Q b

BASE

B

A




72

143

CORONA b

H

“Tonelaje” (conocido)

M BASE

B

A α=A.R.= Angulo de Reposo


144

A.Q 2

Q

AP

AR A

PERFIL DE UNA PILA UNITARIA Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade



73

145

M

Vista superior de una pila de base cuadrada Q

A


146

Volumen=

Tonelaje a tratar Densidad aparente del mineral

Volumen= Calcular. Tonelaje= Dato. Densidad Aparente=Parámetro medible en el laboratorio.




74

147

Mineral (Kgs.)

h

Kgs.

U = h. Area Area

Densidad aparente =

Kgs. Mineral Volumen


148

Conociendo las toneladas a tratar y la densidad aparente, se puede determinar el volumen:

tonelaje a tratar

Volumen

V

densidad aparente del mineral

H 3

· A·B a·b

A·B·a·b

1/ 2

Donde H es la altura, que es conocida.




75

149

Volumen=

Tonelaje a tratar Densidad aparente del mineral

Conocido

V=

H 3

determinado

[A•B [A•B + a•b a•b + (A•B (A•B•a •ab) b)1/2]

Conocido


150

Por ser una pila cuadrada:

A a B b

2·H 2· H Tg( )

Reemplazando se obtiene:

V

H 3

· A2

6·A·H

4·H2

Tg( )

Tg( )

Donde α es el ángulo de reposo, que generalmente tiene valores de 45º. Como el volumen y la altura son conocidas, se puede despejar el valor de A y a partir de este es posible obtener los parámetros de la corona. Dr. Patricio Patricio Navarro - pnavarro@ex [email protected] po.intercade.o rcade.org rg - Consultor Consultor Intercade



76

151

3.5.- CALC CALCULO ULO DE UNA UNA PILA DE LIXIVIACION Se desea dimensionar una pila para tratar 300.000 toneladas de mineral. Tonelaje a tratar = 300.000 ton. Ciclo de lixiviación = 30 días Densidad aparente del mineral = 2,7 ton/m3


152

300.000 toneladas de mineral. Densidad aparente del mineral = 2,7 ton/m3




77

153

Volumen =

Tonelajea tratar densidadaparentedel mineral

Reemplazando los valores dados, se tiene:

Volumen = 300.000Ton

2.7 Ton/m3 Luego, Volumen = 111.111 m3


154

Por experiencias de planta piloto y consideraciones geográficas y económicas, se determinó que la altura de la pila será de 3 metros. Además, el ángulo de reposo del mineral es de 45º.

H ⎛ 2 6 * A * H 4 * H 2 ⎞ ⎟⎟ + V = ⎜⎜ A − 3 ⎝ tg α tg α ⎠




78

155

Luego:

H ⎛ 2 6 * A * H 4 * H 2 ⎞ ⎜⎜ A − ⎟⎟ 111.111 = + 3 ⎝ tg α tg α ⎠ 3 ⎛ 2 6 * A * 3 4 * 32 ⎞ ⎟ + 111.111 = ⎜⎜ A − 3 ⎝ 1 1 ⎠⎟

111.111 = 1 A2 −18 A + 36

A − 18 A − 111.075 = 0 2


156

Resolviendo la ecuación anterior se obtiene: A = 342 metros

Si la superficie es cuadrada: B= 342 metros




79

157

α

342 342 45º


158

A − a =

a = 342 −

2 * H tg α

2⋅3 1

= 342 − 6

a = 336 mt




80

159

336 mts. 336 mts.

3 α

342 342=A 45º


160

Tonelaje = 300.000 tm. Ciclo Lixiviación = 30 días A = 342 mts. = B a = 336 mts. = b h = 3 metros α = 45º

336 mts. 336 mts.

3 α

342 342=A 45º




81

161

EJEMPLO 4.- DIMENSIONAMIENTO DE UNA PILA 300.000 0-10

11-20

21-30

I

II

III

100.000

100.000

100.000

h=3

Densidad aparente : 2,78 Ton/m 3 Altura

: 3 metros

Angulo R.

: 45º


162

Si se adoptara el concepto de pila dinámica, dejando cada pad con un ciclo de 10 días, se deberían construir 3 pads. Luego:

Tonelaje = 10.000 Ton/d * 10 días = 100.000 Ton.

Volumen =

100.000 Ton 2,7 Ton / m

3

= 37.037 m 3




82

163

300.000 0-10 h=3

21-30

11-20

I

III

II

100.000

100.000

100.000

Densidad aparente : 2,78 Ton/m3 Altura : 3 metros Angulo R. : 45º 100.000 ton.

Volumen =

= 37.037 m3

2,7 Ton/m3 3

Volumen =

A2 -

3

6xAx3 1

+

4x9 1

Volumen = 1 (A2 – 18A + 36) 37.037 = A2 – 18A + 36 A2 – 18A – 37.001 = 0 A = 201,5 mt.


164

0-10

h=3

21-30

11-20

I

III

II

100.000

100.000

100.000

Densidad aparente : 2,7 Ton/m3

A = 201,5 B = 201,5

Altura

: 3 metros

a = 195,5

Angulo R.

: 45º

b = 195,5

A –a =

2xH tg α

201,5 – a =

6

201,5 – a = 6

1




83

165

h=3

0-10

11-20

I

II

100.000

100.000

Densidad aparente : 2,7 Ton/m3

21-30

III

100.000

A = 201,5 B = 201,5

Altura

: 3 metros

a = 195,5

Angulo R.

: 45º

b = 195,5

195,5 195,5

II

I

III

3 α

201,5 201,5 45º


166

Volumen = 1 (( A2 – 6 x A x 3)/1 + (4 x 9)/1) Volumen = 1 ( A2 – 18ª + 36 ) A2 – 18A - 37.001 = 0 A = 201,5 mt.




84

167

Luego:

201,5 mt − a =

2*3 1

a = 196 mt .


168

4. EXTRACCION POR SOLVENTES




85

169

4.1.- DIAGRAMA DE FLUJOS A continuación se mostrarán los diagramas de flujos característicos de una planta de extracción por solvente de cobre, donde se incluyen las etapas principales de: Extracción, Reextracción y Lavado de Orgánico. Es necesario destacar que tanto las etapas de extracción como de Reextracción pueden ocurrir con más de un reactor en serie.


170

RECOVERY OF COPPER BY SOLVENT EXTRACTION Acidified Liquer Spray

Copper Loaded Extractant

Strip Solution

ELECTROWINNING

High Grade Copper Cathode

Leach Pad

Raffinate

Concentrated Copper Electrolyte Liquor Storage

LEACHING

Feed Mixer

EXTRACT STAGE

Settler Regenerated Extractant

SOLVENT EXTRACTION

Strip STage




86

171 2-6 Gr. Lt. Cu2+ 8-16 Gr. Lt. H2SO4

2-6 Gr. Lt. Cu2+

Impurezas

2-4 Gr. Lt. H2SO4

Refino

PLS Cl-, Fe, etc

EXTRACCION 4 – 6 gr Lt. Cu

0,2 – 0,8 gr Lt. Cu

Org. Cargado

Org. Descargado

REEXTRACCION

Electrolito

Electrolito

Rico 40-45 Gr. Lt. Cu

pobre 2+

165 – 175 Gr. Lt. H2SO4

ELECTROOBTENCION

32-36 Gr. Lt. 180-190 Gr. Lt.


172

Flujo PLS

Flujo Refino

E1

E2 O.D. Flujo

O.C.

R1

R2

E.P. Flujo

E.R.




87

173

PROCESO DE SX Solución rica de lixiviación o PLS

Acuoso limpio cargado o “electrolito de avance”

Orgánico cargado

DESCARGA O RE-EXTRACCION

EXTRACCION

Solución de lixiviación o “refinado”

Orgánico descargado y regenerado

Acuoso limpio para descarga o “electrolito pobre”


174

Orgánica

Regeneración Regenerante

Re-extracción

Licor de Re-extracción

Solución de Lavado

Licor Regenerante Agotado

Solución de Re-extracción

Lavado Lavado Agotado

Extracción Refinado

Orgánica Alimentación




88

175

4.2.- EQUIPOS PRINCIPALES DE EXTRACCION POR SOLVENTES a) Mezclador – Sedimentador para Extracción. b) Mezclador – Sedimentador para Reextracción. c) Mezclador – Sedimentador para lavado de orgánico. d) Estanques de Orgánico y Diluyente.


176

ORGANICO Extractante. Diluyente.




89

177

MAS EMPLEADOS FUERZAS GRAVITACIONALES

MEZCLADOR - SEDIMENTADOR

FASE LIGERA BANDA DE DISPERSION FASE PESADA

FASE ORGANICA

PANTALLAS

A LA SIGUIENTE ETAPA

FASE ACUOSA

MEZCLADOR

A LA ETAPA ANTERIOR

SEDIMENTADOR


178

La altura de la banda puede variar si la altura de la banda de dispersión aumenta. Puede llegarse al fenómeno que ocurre cuando la banda ocupa toda la fase orgánica “ flooding”. Si la altura es pequeña no hay buen efecto del filtro.

O

O O B de D A BAJA

B de D

A

A NORMAL

Altura de la banda de dispersión: b = k * (Q / A)n = K * f n

B de D

ALTA

Q = Flujo total. A = Area del sedimentador. K y n = Constantes




90

179

4.3.- FUNCIONES Y CARACTERISTICAS PRINCIPALES Mezclador – Sedimentador extracción: - Mezclar eficientemente los flujos de PLS y Orgánico descargado. - Promover el intercambio de iones Cu2+ y H+ en tiempos cortos (aproximadamente 1-3 minutos). - Separar las fases acuosas y orgánicas, una vez alcanzado el equilibrio. - Minimizar los atrapamientos o arrastres de una fase en otra.


180

Cu2+(a) + 2RH(a) = R2Cu(a) + 2H+(a)




91

181

Mezclador – Sedimentador Reextracción: - Mezclar eficientemente los flujos de Electrolito Pobre (SPENT) y Orgánico Cargado. - Promover el intercambio de iones Cu2+ y H+ en tiempos cortos (aproximadamente 1-3 minutos). - Una vez alcanzado el equilibrio, separar las fases acuosas y orgánicas, minimizando los atrapamientos o arrastres de una fase en otra.


182

Extracción

Cu2+(a) + 2RH(a) = R2Cu(a) + 2H+(a)

Reextracción




92

183

Mezclador – Sedimentador de Lavado de Orgánico: - Mezclar eficientemente los flujos de Orgánico cargado y Solución ácida de lavado. - Separar las fases en tiempos cortos. - Disminuir la concentración de impurezas en Orgánico cargado.


184

MATERIALES DE CONSTRUCCION DE MEZCLADORES-SEDIMENTADORES Los materiales de construcción han sufrido una gran evolución en los años recientes y son dependientes de la geometría de los estanques. En el caso de un mezclador cilíndrico se puede emplear poliéster reforzado con fibra de vidrio (FRP), acero revestido con FRP o con membranas de polietileno de alta densidad (HDPE), de cloruro de polivinilo (PVC).




93

185

Los mezcladores de geometría rectangular son generalmente de hormigón, revestidos con las membranas antes mencionadas, y también de concreto polimérico. Los mezcladores decantadores mas modernos son de concreto, asentados a nivel del suelo, lo que evita infraestructura de soporte en altura. Se recubren interiormente de algún material que soporte la corrosión y no entorpezca la fenomenología al interior del estanque.


186

En lo que respecta al decantador, los materiales mas comunes actualmente son el concreto revestido con membranas rígidas, o con poliéster reforzado con fibra de vidrio. Los mezcladores sedimentadores pueden cubrirse evitando la contaminación de las soluciones por el polvo ambiental, así como también los efectos negativos de degradación del orgánico por efecto de la radiación solar.




94

187

Junto a estos equipos fundamentales, se tienen numerosas tuberías de traspaso, en las que se prefieren los materiales de plástico tipo HDPE y para las válvulas y uniones, se usa acero inoxidable. En

materia

de

bombas,

dependiendo

del

tamaño,

las

preferencias están por las bombas de plástico moldeado, y en segundo lugar las de diferentes aceros inoxidables.


188

La presencia de cloro en las soluciones acuosas puede obligar a que los aceros inoxidables sean de aleaciones especiales, tipo Alloy 20 o de Titanio. Los estanques de almacenamiento y pulmón de reactivo de la planta y de electrolito, en general pueden ser de FRP, de hormigón revestido o de acero inoxidable.




95

189

4.4.- PARAMETROS Y CRITERIOS DE DISEÑO DE PLANTAS SX En la parte de los cálculos de confección del Balance de Masas pertinentes a las plantas SX, nuevamente es conveniente considerar los factores relativos a la concepción de las instalaciones de planta, por ejemplo, configuraciones alternativas de las etapas de SX, existencia de etapa de lavado de orgánico, rutas de los descartes de electrolito hasta integrarse al refino, implementación completa del “área de estanques” y otros- para garantizar desde el principio la compatibilidad entre los requerimientos de procesos y las configuraciones alternativas de plantas que los satisfacen.


190

Un aspecto relevante a considerar se refiere al grado de flexibilidad de las instalaciones, dado que las condiciones operacionales variarán durante el tiempo, incluso las plantas que

se

ampliarán

deben

prever

anticipadamente

las

condiciones para hacerlo, y las plantas deben contar con la posibilidad de adaptarse a los cambios, con mínimos deteriodos de los índices de eficiencia establecidos.




96

191

CONSIDERACIONES PARA ESTABLECER PARAMETROS Y CRITERIOS DE PLANTAS SX En muchos proyectos la filosofía inherente al diseño de la planta SX ha sido concebirla fatalistamente como un elemento instrumental al tratamiento de las soluciones ricas de lixiviación que se espera obtener, mientras que la planta EW se concibe como instrumental para obtener la producción, lo que implicaba que la planta SX se constituía en una interfase entre ambas.


192

La experiencia muestra que es más razonable relacionar todo el proyecto con el objetivo de producción a bajo costo, con las diversas etapas cumpliendo misiones concretas: •

La lixiviación:

Recupera y logra soluciones ricas de características preestablecidas.

• La planta SX:

Prepara los electrolitos más adecuados para la depositación.

• La planta EW:

Produce eficientemente cátodos de alta calidad.




97

193

CONFIGURACIONES GENERALES DE PLANTAS SX La concentración de cobre, ácido e impurezas características de la solución rica, en general son definida por los criterios que se indican:

Cobre: La mayor concentración obtenible con seguridad y consistencia en la lixiviación, pero limitada por la mayor concentración de reactivo en el orgánico capaz de extraer su cobre sin exponerse a aumentos de viscosidad que fomenten sus pérdidas por arrastres en acuosos.


194

CONCENTRACION DE COBRE EN PLS PLS Cu2+:2-6 Gr. Lt. Cu2+ Extractante Orgánico

0,3 – 0,35

Diluyente Gr. Lt. Cu2+ 1% v/v

Orgánico 1% v/v de extractante 6 Gr. Lt. CU2+ => 20-22% de extractante en PLS. 3 Gr. Lt. Cu2+ => 10-12% de extractante en PLS. Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade



98

195

1 mol de cobre extraído, el orgánico entrega 1 mol de ácido. 1 mol de Acido: 98 grs. de H2SO4 1 mol de Cu

98 64

= 1,53

: 64 grs. de Cu

Gr. de Acido Gr. de Cu extraído


196

30-35% en volumen de extractante en el orgánico. 30% de extractante 0,3 Gr. Lt.

Cu2+ 1% v/v

PLS: 9 Gr. Lt. Cu2+




99

197

PLS: 9 Gr. Lt. Cu2+

Cu2+ + 2 RH → R2Cu + 2H+

PLS: 1,5 – 2,0 pH E.P: 180-190 Gr. Lt. H2SO4


198

Se acepta en principio que esta última condición limita al 30 % (en volumen) las concentraciones de reactivo, lo que se asocia con extracciones del orden de 90 a 94%.

Acido: La menor concentración (o más alto pH) posible, para desplazar los equilibrios hacia la extracción de cobre y fomentar la mejor performance del reactivo extractante. Valores de pH de 2,0 o superiores son ideales para este efecto.




100

199

Impurezas: Debe procurarse la menor concentración posible de obtener en la lixiviación, pero debe disponerse de medios para controlar sus efectos si aún puntualmente sobrepasan las expectativas. Justamente, una buena forma de cumplir el requisito es un alto pH en las soluciones ricas.


200

LA CONFIGURACION DE LA PLANTA SX La configuración básica utiliza 3 etapas de “mezcladoresdecantadores” en una configuración 2E + 1R, lo que tiene las ventajas de economía de inversiones, pero que presenta una reducida capacidad de adaptación a las condiciones de operación y queda expuesta a menores disponibilidades de planta. Resulta más adecuada una configuración de 4 etapas, con conexiones hidráulicas para adoptar varias configuraciones alternativas:




101

201

CONCENTRACION DE COBRE EN PLS PLS

2E + 1R E1

Refino

E2

O.C.

O.D.

R1 E.R.

E.P.

E-O


202

PLS

2E + 2R E1

Refino

E2

O.C.

O.D.

R1

R2

E.R.

E.P.

E-O Cátodo




102

203

PLS

2E + 1L + 1R

E1

E2

L

Agua de Lavado (Refino)

Refino

Agua de Refino O.C.

Lavado

O.D.

R1 E.P.

E.R.

E-O Cátodo Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade

204

2 TRENES EN PARALELO Refino Refino

E1 PLS

E2 O.D.

O.C.

E3

E4

O.C.

R1 E.R.

E.P.

E-O

Cátodo de Cobre




103

205

2 TRENES EN PARALELO Refino Refino

E1 PLS

E2 O.D.

O.C.

E3

E4

O.C.

R1 E.R.

E.P.

E-O PLS 2000 m3/hr → 33 m3/min 3

Cátodo de Cobre

3

2500 m /hr → 42 m /min Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade

206

MODELO DE CONFIGURACIONES DE PLANTA SX S. Rica

El. Deac.

E-1

E-2

Refino

S. Lavado

R-2O R-1o E-1P

R-1 O (L-1)

El Rico

TK Orgánico




104

207

2E + 2R: Como configuración normal de operación; permite lograr mejores índices de transferencia con orgánicos más diluidos en reactivo. También permite usar electrolitos de menor acidez para descargar el orgánico, lo que prolonga su propia vida útil y la de los ánodos.

2E + 1L + 1R: Para resolver la presencia de impurezas en el electrolito por arrastres de acuoso en el orgánico cargado, evitando descartes elevados y los costos asociados.

2E + E1P + 1R: Para resolver el tratamiento de soluciones ricas de baja concentración.


208

LA CANTIDAD DE TRENES DE LA PLANTA SX Los mayores equipos mezcladores-decantadores construidos oscilan en el orden de 2.000 m3/h y si hay caudales mayores de solución rica resulta aconsejable distribuirlo en trenes paralelos, más bien que intentar la construcción de equipos más grandes. La conveniencia de trenes paralelos parece aconsejable también para el diseño de plantas pequeñas y reubicables, configurados sobre la base de equipos de menor tamaño, pero desarmables para su transporte.




105

209

Flujo de PLS: Conocido F A FD

F A FD

= Valor determinado (Extracción)

= Valor determinado Re-Extracción

Flujo, tiempos de contexto

Vol. De mezcladores, extracción, reextracción.


210

LOS PARAMETROS DE SX PROPIAMENTE TALES Al igual que en la lixiviación, los parámetros reseñan algunos valores que son datos simplemente medidos o observados. Otros son calculados directamente a partir de los datos, por ejemplo: el caudal de solución rica depende de la producción deseada y de la recirculación de cobre por descarte de electrolito, y se establece a partir de la concentración de la solución rica y de la eficiencia de extracción, mientras el caudal de orgánico depende del factor anterior y de la decisión de la relación O/A externa.




106

211

Los parámetros más complejos se establecen luego de definir los mencionados aspectos previos, que aportan las configuraciones de planta que conectan los diversos caudales en el diagrama de flujos. El análisis para establecer cada uno de los parámetros y criterios procede, en general, según las consideraciones siguientes:


212

CAPACIDAD DE TRANSFERENCIA DEL REACTIVO Simplemente el “Indice de Transferencia”, se expresa como los gramos de cobre intercambiados por un litro de orgánico de 1% de concentración de reactivo, en las condiciones reales de operación de cada planta.




107

213

El concepto se relaciona con el grado de eficiencia con el que los operadores usan el orgánico mediante los ajustes de planta que establecen y también con la transferencia neta del reactivo específico usado, que en general es inherentemente alto y que conduce a “índices de transferencias” en el orden de 0,36 grCu/l/1%(v/v), y aún superiores en condiciones reales ideales.


214

El valor del “índice” se calcula a partir de los caudales de acuoso alimentados y sus concentraciones de cobre al ingreso y salida, divididos por el caudal de orgánico y su concentración de reactivo (obtenida por medición de la carga máxima). La estadística de plantas muestra “Indices” en el orden de sólo 0,30 grCu/l/1%(v/v) y aún menores, lo que refleja la existencia de algún tipo de desajuste operacional cuyas causas más frecuentes pueden ser las siguientes.




108

215

EFICIENCIA DE EXTRACCION EN SX El concepto expresa la relación entre las concentraciones de cobre entre el ingreso de solución rica y su entrega como refino. Aunque es muy habitual incluir un valor entre los parámetros (usualmente en el orden del 90% o superior), en rigor el concepto es una consecuencia de las condiciones de operación, más bien que un parámetro propiamente tal.


216

EFICIENCIA DE SX F A:m3/hr PLS

(Kg/m3)

Xr

X2

E1

F A:m3/hr Refino

E2 Y1:Kg/m3

Orgánico Cargado FOC:m3/hr

Orgánico Descargado FOD:m3/hr YD

YC

F A•Xf = F A•Xr =

m3 hr m3 hr

kg x x

m3

kg =

kg m3

hr =

Cobre en PLS

kg hr

Cobre en Refino




109

217

EFICIENCIA DE SX F A:120m3/hr PLS: 5,4 Kg/m3 Xf

(Kg/m3)

F A:m3/hr Refino Xr: 0,4 Kg/m3

X2

E1

E2 Orgánico Descargado

Y1:Kg/m3

Orgánico Cargado FOC:m3/hr

FOD:m3/hr YD

YC

EL COBRE QUE INGRESA A SX: 120 m3 /hr x 5,8 kg/m3 = 696 kg/hr EL COBRE DE COBRE QUE SALE EN EL REFINO: 120 m3 /hr x 0,4 kg/m3 = 48 kg/hr COBRE CAPTURADO POR ORGANICO: 696 kgCu2+ /hr – 48 kgCu2+ /hr = 648 KgCu2+ /hr EFICIENCIA DEL PROCESO:

648 KgCu2+ /hr 696 KgCu2+ /hr

X 100 = 93,2%


218

EFICIENCIA DE SX F A:m3/hr PLS 120 m3/hr Xf

pH 5,8

(Kg/m3) X1

E1

E2

F A:m3/hr Refino 0,4 Kg/m3 Xr 0,6 Kg/m3

Y1(Kg/m3)

Orgánico Cargado FOC:m3/hr YC

F A FO

Orgánico Descargado 120 m3/hr FOD:m3/hr YD

=1

F A = FO = 120 m3/hr Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade



110

219

Balance de masa de cobre: Cobre que entra = Cobre que sale 120 m3/hr • 5,8 Kg/m3 + 120 m3/hr x 0,6 kg/m3= 120 m3/hr x 0,4 kg/m3 + 120 m3/hr x X

a determinar

696 Kg/hr + 72 Kg/hr = 48 Kg/hr + 120X 768 = 48 + 120X

X=6 Kg/m3


220

Orgánico

Orgánico

Cargado

Descargado

R1 E.P.

100 m3/hr E.R.

EO

120 m3/hr 0,6 kg/m3 Concentración de Cobre de Orgánico cargado

100 m3/hr 35 kgCu2+/m3

FO F A F A =

R =1,2

120 m3/hr 1,2

= 100 m3/hr




111

221

CONCENTRACION DE COBRE EN E.R. Cobre que entra = Cobre que sale 120 m3/hr x 6 kg/m3 + 100 m3/hr x 35 kg/m3 =

120 m3/hr x 0,6 kg/m3 + 100 m3/hr x

X

720 kg/hr + 3500 kg/hr = 72 kg/hr + 100 m3/hr x

X

X =41,5 kg/m3


222

EFICIENCIA DEL PROCESO DE REEXTRACCION Eficiencia =

100 m3/hr • 41,5 kg/m3 – 100 m3/hr x 35 kg/m3 3

3

120 m /hr • 6 kg/m

x 100

4.150 kg/hr – 3.500 kg/hr =

720 kg/hr

x 100

= 90,3%




112

223

Cobre que ingresa = 100 m3/hr x 41.5 kg/m3 4150 Kg/Hr

Cobre que sale en E.P. = 100 m3/hr x 35 kg/m3 = 3.500 kg/hr Producción de Cátodos = 4150 kg/hr – 3500 kg/hr = 650 kg/hr x 24 x 30 = 468.000 kg/hr = 468 Ton/mes = 5.616 Ton/año


224

RELACION O/A EXTERNA EN EXTRACCION El concepto expresa la relación entre los caudales de orgánico y acuoso al sistema, independientemente de las recirculaciones en las etapas. Este factor sí tiene una connotación de parámetro real, ya que se constituye en la forma de lograr simultáneamente el “índice de transferencia” y la “eficiencia de extracción” al definir como consecuencia del ajuste la concentración de reactivo en el orgánico y que permite transferir el cobre a la re-extracción.




113

225

En principio, conviene establecer una razón O/A en el orden de 1/1 para las etapas de extracción, debido a conceptos constructivos de los equipos mezcladores-decantadores y de sus recirculaciones internas de fases, más que por razones de procesos. Sin embargo la recomendación anterior puede alterarse, por ejemplo, en los periodos iniciales de plantas que están destinadas a ampliarse, para transferir las masas de cobre con mayores caudales de orgánico pero de menor concentración de reactivo, desde caudales menores de solución rica, pero más concentradas en cobre.


226

Fase Continua: Donde se las gotas formadas.

Fase Dispersa: Es la fase que tomo forma de gotas.

Fase Acuosa Continua: Fase dispersa el orgánico (Cont. Acuoso).

Continuidad Orgánica: Fase dispersa el acuoso.




114

227

Continuidad Orgánica => Fase Dispersa el acuoso

O

FO

4 m3/min

F A

2 m3/min

FO F A

=2

=1

B.D A

FO F A

=3

R A FO

FO

F A

F A + R A

=1


228

Continuidad Orgánica => Fase Dispersa el acuoso

O

FO

4 m3/min

F A

2 m3/min

FO F A

=2

=1

B.D A

FO F A

= 1/3

RO FO

F A

FO+RO F A

=1




115

229

O

O

B.D.

B.D.

DISPERSION

A

A

O

O

B.D. A

A

Tiempo de ruptura primaria

B 10-30% B.D. A Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade

230

VM t1

“tiempo” . . . FO

FA

t2 t5

muestras

CINETICA DE EXTRACCION PLS: 4 Gr./Lt. Cu2+, PH: 1,9 Orgánico: 15% volumen de extractante VO=VA= 0.5 Lt. t= 15, 30, 60, 90 segs. [Cu2+]= 2,1 ; 1,7; 1,5; 1,4; 1,4 Gr./Lt.




116

231

VA • 4 Gr./Lt. = VA • 2,1 Gr./Lt. + VO • X 0,5 • 4 = 0,5 • 2,1 + 0,5 • X X = 1,9 Gr./Lt. Cu2+


232

Cu2+a

4 2,1

Cu2+O

0 1,9

t

0 15




117

233

CINETICA DE EXTRACCION PLS: 4 Gr./Lt. Cu2+, PH: 1,9 Orgánico: 15% volumen de extractante VO=VA= 0.5 Lt. t= 15, 30, 60, 90 segs. [Cu2+]= 2,1; 1,7; 1,5; 1,4; 1,4 Gr./Lt. VA • 4 Gr./Lt. = VA • 1,7 Gr./Lt. + VO • X 0,5 • 4 = 0,5 • 1,7 + 0,5 • X X = 2,3


234

Cu2+a

4

2,1

1,7

1,5

1,4

1,4

Cu2+O

0

1,9

2,3

2,5

2,6

2,6

t R

0

15

30

60

90

Recuperación =

120

Masa de Cu en orgánico Masa de Cu en PLS

=

0,5 x 1,9 0,5 x 4

=

0,95

x 100

2

= 47,5% Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade



118

235

Cu2+a 4

2,1

1,7

1,5

1,4

1,4

Cu2+O

0

1,9

2,3

2,5

2,6

2,6

t

0

15

30

60

90

120

R

47,5%


236

Recuperación =

Masa de Cu en orgánico Masa de Cu en PLS

=

0,5 x 2,3 0,5 x 4

=

1,15

x 100

2

= 57,5%




119

237

Cu2+a 4

2,1

1,7

1,5

1,4

1,4

Cu2+O

0

1,9

2,3

2,5

2,6

2,6

t

0

15

30

60

90

120

65%

65%

R

47,5% 57,5% 62,5%


238 Cu2+a Cu2+O t R

4 0 0

2,1 1,7 1,5 1,9 2,3 2,5 15 30 60 47,5% 57,5% 62,5%

1,4 1,4 2,6 2,6 90 120 65% 65%

CINETICA DE EXTRACCION PLS: 4 Gr./Lt. Cu2+, PH: 1,9 Orgánico: 15% volumen de extractante VO=VA= 0.5 Lt. t= 15, 30, 60, 90 segs. [Cu2+]= 2,1 ; 1,7; 1,5; 1,4; 1,4 Gr./Lt. Extracción (%)

t = 90º

80 60 40

20 Tiempo (grs) 30

60

90

120

150




120

239

Orgánico:

Gr./Lt. Cu2+ 1% v/v

PLS: 4 Gr./Lt. Cu2+, PH: 1,9 Orgánico: 15% volumen de extractante VO=VA= 0.5 Lt. Contacto 1 Contacto 2 Contacto 3 Contacto 4 Contacto 5


240

Orgánico:

Gr./Lt. Cu2+ 1% v/v

PLS: 4 Gr./Lt. Cu2+, ØH: 1,9 Orgánico: 15% volumen de extractante VO=VA= 0.5 Lt. Contacto 1

[Cu2+] = 2,1 Gr./Lt.

Contacto 2

2,3

Contacto 3

2,6

Contacto 4

3,4

Contacto 5

3,8

Contacto 6

4,0

VA • 4 = VA • 2,1 + VO • X 0,5 • 4 = 0,5 • 2,1 + 0,5 • X 2 = 1,05 + 0,5 • X X = 1,9 Gr./Lt. Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade



121

241 VA • 0.5 = VO • X + VA • 2.3 => 0.5 • 4 = 0,5 • X + 0.5 • 2.3 => X = 1.7 gr./lt. Orgánico:

Gr./Lt. Cu+2 1% v/v

PLS: 4 Gr./Lt. Cu2+, PH: 1,9 Orgánico: 15% volumen de extractante VO=VA= 0.5 Lt.

Contacto 1

[Cu 2+] = 2,1 Gr./Lt.

1,9 Gr./Lt.

[Cu]o acumulado 1,9 Gr./Lt,

Contacto 2

2,3

1,7 Gr./Lt.

3,6 Gr./Lt.

Contacto 3

2,6

1,4 Gr./Lt.

5,0 Gr./Lt.

Contacto 4

3,4

0,6 Gr./Lt.

5,6 Gr./Lt.

Contacto 5

3,8

0,2 Gr./Lt.

5,8 Gr./Lt.

Contacto 6

4,0

[Cu]o

5,8 Gr./Lt. Cu 15

-

= 0,39

-

Gr./Lt. Cu 1% v/v


242

P.L.S. 5 m3/min 0,4 Gr./Lt. Cu2+

Refino

5 m3/min 0,4 Gr./Lt. Cu2+

EXTRACCION O.D.

O.C.

REEXTRACCION 6 m3/min 3,8 Gr./Lt.

Entra = Sale

6 m3/min 3,8 Gr./Lt. Cu2+

5 m3/min x 4,2 Kg/m3 + 6 m3/min x 0,6 Kg/m3 = 5 m3/min x 0,4 Kg/m3 + 6 m3/min • X 21 + 3,6 = 2 + 6 • X 6X = 22,6 X = 3,8 Gr./Lt.




122

243

RECIRCULACIONES DE FASES EN ETAPAS DE SX Es un parámetro práctico que resuelve con amplitud las necesidades de recirculación demandadas por las continuidades de fases de las etapas, aseguradas por las razones O/A operacionales establecidas en parámetros para permitir sus ajustes rápidos. En general es suficiente instalar recirculaciones suficientes para ajustar las razones “fase continua”/”fase dispersa” hasta del orden de 1,25/1 -superiores a las nominales de 1,1/1cuidando de considerar todos los caudales a cada etapa, que pueden verse distorsionados por la razones O/A externas diferentes de 1/1 (por ejemplo las de acuoso en la etapa L-1) y por la entrada de caudales laterales a la etapa E-2.


244

ARRASTRES DE ORGANICO EN ACUOSO El concepto de interés se refiere a las etapas de continuidad orgánica para reflejar las pérdidas de orgánico desde E-2 (en el refino) y desde R-1 (en electrolito rico) que luego deben detenerse en lo posible en otras instalaciones de la planta. Si bien se reseña un valor (o rango) en los parámetros, este sólo representa la expectativa respecto del valor máximo ya que en realidad los arrastres son consecuencia de múltiples factores que aún no se comprenden en su totalidad.




123

245

PLS

Refino

AE1

E2O O.D.

O.C.

OR1

R2A E.P.

E.R.

E-O Cátodos de Cobre


246

RETENCION DE ARRASTRES DE ORGANICO EN EQUIPOS POSTERIORES Nuevamente es más bien un valor objetivo esperado que un parámetro, en el caso de adoptar alguna estrategia y medio de retención para reducir el consumo de reactivo por tonelada de cobre depositado. Representa el valor asignado como meta al proveedor del equipo o al diseñador de la instalación o al valor aceptado por ellos, pero el % de retención depende de factores difícilmente controlables, a menos que previamente se hayan efectuado pruebas en equipos piloto y en las mismas condiciones de operación bien simuladas en pruebas.




124

247

En todo caso, sí es aconsejable el uso de equipos para optimizar la retención de los arrastres de orgánico:

En el refino: Con el objeto de bajar costos de operación asociados a pérdidas evitables.

En el electrolito: Con el fin de optimizar la tarea de los filtros que lo retienen para evitar la contaminación de cátodos. Respecto de la evaluación de las pérdidas del diluyente del orgánico, que se consume por evaporación además de por arrastres, conviene estimarlas a partir de cálculos preliminares de las superficies de evaporación de los equipos y de mediciones locales de las tasas de evaporación.


CONCENTRACION MINIMA DE ACIDO EN ELECTROLITO RICO.

248

Este parámetro es de la mayor importancia y se asocia al “índice de transferencia”, dado que el valor adoptado debe ser adecuado para obtener un alto grado de descarga del cobre desde el orgánico para mejorar la transferencia. En principio, pareciera simple y adecuado aumentar la concentración de ácido libre en el electrolito rico, pero ello presenta al menos dos límites prácticos: • Por efecto del “ión común”, el ácido disminuye la concentración de saturación del cobre en el electrolito, lo que obliga a aumentar el caudal intercambiado con la nave electrolítica y eleva costos de bombeo y además potencia los arrastres de orgánico. • Aumenta consecuentemente la acidez del electrolito descargado desde las celdas, con lo que aumenta la corrosión y la vida de los ánodos de plomo.




125

249

PLS

Refino

AE1

E2O O.D.

O.C.

OR1

R2A E.P.

E.R.

E-O

180-190 Gr./Lt.

Cátodos de Cobre

CuR2 + 2H+ → Cu2+ + 2RH


250

En la Práctica: - Se procura la máxima concentración de cobre en el electrolito rico, pero cuidando de no exponerlo a la cristalización por sobresaturación en períodos de bajas temperaturas, lo cual resulta en concentraciones del orden de 48 a 52 grCu/l en el electrolito rico. - Se procura concentraciones totales de ácido, tanto libre como asociado al cobre, en el orden de 220 grAc/l para configuraciones de dos etapas de re-extracción, y de hasta 235 grAc/l para configuraciones de una sola etapa. Lo que resulta en concentraciones de ácido en el electrolito rico entre 145 y 160 grAc/l según el caso.




126

251

CONCENTRACION MAXIMA DE COBRE EN ELECTROLITO RICO A EW En el punto anterior ya se ha definido la base de esta determinación, para justificar valores usualmente entre 48 y 52 gr/l Cu. Sólo cabe reforzar el concepto que la mayor concentración de cobre colabora a disminuir el caudal de electrolito intercambiado entre las plantas SX y la nave electrolítica y además facilita el establecimiento de un escenario elevado de concentraciones en el electrolito circulante de esa instalación.


252

CONCENTRACION DE COBRE EN ELECTROLITO GASTADO A REEXTRACCION Aunque este es un parámetro más bien asociado a las condiciones de operación de la depositación electrolítica por sus implicancias en la calidad de los cátodos (que se verán más adelante), tiene también importancia sobre el caudal de electrolito intercambiado entre las plantas SX y la nave electrolítica.




127

253

Cu2+ % Extracción

Fe3+

1

2

3

pH


254

Anodo

Cátodo e Fe2+ Fe3+ 1+

Fe

Cu2+

Cu2+ + 2e → Cu0




128 12 8

255

NC 100

92-98%

88-94%

85-89%

1

2

3

80 60 40 20

4

[Fe Gr. Lt.]


256

SELECTIVIDAD QUIMICA CU/FE Aunque su valor se sitúa oficialmente en cifras muy superiores a 2.000/1 para los extractantes modernos respecto respecto del ión férrico férrico a los pH pH habituales habituales de las soluciones soluciones ricas, ricas, cabe recordar que: • Está asociado asociado a las abundancias abundancias relativas relativas de ambos ambos iones en un rango equivalente. • El valor es consecuentemente alterado si existe exceso de reactivo respecto del cobre, dado que los puntos de captura se llenan con mayor facilidad con Fe+3 ante la falta de cobre.




129 12 9

257

ARRASTRES DE ACUOSO EN ORGANICO En forma análoga a los arrastres de orgánico en acuoso, el concepto de interés se refiere a las etapas de continuidad acuosa para reflejar los arrastres de acuoso desde E-1 en el orgánico cargado y cuyo ingreso al electrolito debe evitarse. Si bien se reseña un valor (o rango) en los parámetros, este sólo representa la expectativa del Propietario respecto del valor máximo ya que los arrastres son consecuencia de múltiples factores que aún no se comprenden en su totalidad.


258

CONCENTRACION MAXIMA TOLERABLE DE FIERRO EN ELECTROLITO La importancia real de este parámetro radica en el negativo efecto del fierro sobre la eficiencia eficiencia de corriente corriente en la electro depositación, depositación, factor que usualmente limita su valor máximo al orden de los 2,5 grFe/l, considerados compatibles con eficiencias de corriente del orden del 90 %. En rigor, también debiera definirse un valor mínimo en el orden de 0,5 grFe/l, grFe/l, para controlar controlar los los efectos efectos del manganeso manganeso si está está presente y por sus propios y favorables efectos despolarizantes. Desde el punto de vista de los cálculos de la planta SX, el valor adoptado define la referencia a asumir por los sistemas de purificación, considerando los mecanismos de traspaso físicos y químicos independientemente.




130 13 0

259

CONCENTRACION DE CLORUROS TOLERABLE EN ELECTROLITO Parámetro establecido en función de los fuertes efectos corrosivos de su presencia, que en la práctica limitan su concentraci concentración ón en valores valores del orden orden de 40 ppm asociados asociados al uso de cátodos cátodos inicia iniciales les y de 25 25 ppm asociados asociados al uso uso de cátodos permanentes. Al igual que en el caso del fierro, el valor adoptado define la referencia a asumir por los sistemas de purificación en los cálculos de la planta SX, pero considerando sólo los mecanismos de traspaso físicos.


260

PLS

EXT Solución Lavada O.C. Solución Acida (5-9 (5-90g 0gr/ r/lt lt H2SO4)

LAVADO

O.C. (Lavado)




131

261

CONCENTRACION DE ACIDO EN SOLUCION DE LAVADO DE ORGANICO Ya se ha mencionado que su rango de valores va desde el orden de 2 grAc/l, para evitar emulsiones, hasta el orden de los 90 grAc/l, para evitar la descarga parcial del orgánico. También se mencionó la recomendación de formularla a partir del descarte de electrolito, de modo que sólo falta señalar que justamente la disponibilidad de descarte es una razonable forma de establecer este parámetro de acidez en un valor que permita el máximo de su reutilización con este fin.


262

4.5.- DIMENSIONAMIENTO DE MEZCLADORES - SEDIMENTADORES Criterios para el Diseño del Mezclador Para calcular el volumen del mezclador (Vm) se requiere fijar el tiempo de retención (Tr) y los flujos de entrada (Q orgánico, Qacuoso) y de reciclo (R). Si QTOTALes el flujo total entrando al mezclador:

QTOTAL= Qorgánico + Qacuoso + QR Qorgánico = Qacuoso x (O/A)




132

263

T R=

VM QT

(QO+Q A+QR)

tiempo de retención

VM = TR * (QO+Q A+QR)

m3 = min x m3/min


264

El volumen del mezclador se puede calcular de la siguiente expresión: Vm = QT x Tr

Donde: Vm = m3 ; QT = m3/min ; Tr = min..

Geométricamente, el mezclador puede ser cilíndrico o de base rectangular. Si es cilíndrico, normalmente se establece que la altura útil sea igual al diámetro (d =h). Si es rectangular, el volumen normalmente se reparte en dos o tres cubos iguales, consecutivos en serie.




133

265

Caso cilíndrico: VMEZCLADOR = (π/4)·d2·h

Caso rectangular: VMEZCLADOR = a3


266

R

t*

QO Q A

t

2Q

t*

t




134

267

QO

Q A


268

R

t*

QO Q A

2Q

QO

t*

t

Q A

t




135

269

CRITERIO A TENER EN CUENTA ≤

RELACION DE BELLINGHAMNO SE PRODUCEN ARRASTRES DE GOTAS MUY PEQUEÑAS Y SE DISMINUYEN LAS PERDIDAS DEL EXTRACTANTE.

VELOCIDAD ROTACIONAL

Potencia del mezclador P = Q * ρ * Δh Mantiene constante la relación Potencia/ volumen P1 / V1 = P2 / V2

DIAMETRO DEL AGITADOR (Ft)

SEGUN AGERS – DE MENT: 72 N (rpm) = I D I2 / 3

VOLUMENES DEL MEZCLADOR

POTENCIA TOTAL CONSUMIDA Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade

270

TIPOS DE MEZCLADORES

TURBINA TIPO ASPAS PLANAS

TURBINA TIPO HELICE MARINA TURBINA TIPO ASPAS CURVAS Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade



136

271

CRITERIOS PARA EL DIMENSIONAMIENTO DEL DECANTADOR En el dimensionamiento del decantador adquiere mucha importancia el concepto de la banda de dispersión. En el laboratorio, después de mezclar ambas fases en un cilindro graduado, se puede construir un gráfico que muestre el tamaño de la banda de dispersión en función del tiempo. Para dimensionar el decantador interesa conocer el área y la velocidad de flujo. Ambos conceptos se pueden resumir en el flujo específico, el cual toma valores entre 2 y 6 [m3/hr·m2].


272

FLUJO ESPECIFICO

Q

A

QO Q A

F.E. =

F A

2-6 m3/hr x m2




137

273

En condiciones de separación mas difícil, por tratarse de soluciones muy frías, de alta viscosidad, o de alta carga iónica en la fase acuosa, el flujo específico se elige mas cercano a 2 [m3/hr·m2]. En cambio con temperaturas favorables y soluciones limpias, el valor elegido puede ser 5 ó más [m3/h·m2]. A continuación se aplica la siguiente relación, para calcular el área del decantador:

Flujo especifico = QTOTAL / Area decantador


274

Junto a esto debe considerarse que la altura de orgánico en el decantador debe tener un espesor mínimo de unas 10 pulgadas. - Mayor espesor significa un mayor inventario de orgánico. - Menor espesor se traduce en una mayor inestabilidad de los equipos ante cambios súbitos en cualquiera de las variables hidráulicas del sistema.




138

275

El área transversal para la fase orgánica resulta de la siguiente expresión:

Atransversal orgánico = Qorgánico / Flujo específico Además se tiene la expresión que relaciona el tiempo de retención, volumen del decantador y flujo: Vs = QT·Tr

Vs = volumen del settler o decantador. QT = flujo total. Tr = tiempo de retención.


276

DIMENSIONAMIENTO DE ESTANQUES Los estanques de diluyente, extractante y otros, normalmente son de forma cilíndrica, luego:

Vestanque = ( /4)·d2·h

d = diámetro del estanque h = altura del estanque




139

277

4.6.- CALCULOS Y CASOS PRACTICOS Dimensionamiento de Mezcladores – Sedimentadores de Extracción Supongamos que de la planta de lixiviación se producen 4,6 m3/min de PLS. Otros antecedentes importantes son: (FO/F A)extracción = 0,85 Luego, FO = 0,85 x 4,6 m3/min = 3,9 m3/min


278

FO F A

ext=

0.85

FO = 0.85 x 4.6 m3/min = 3.91 m3/min FO = 3.9 m3/min F A /FO = 1

F A F A

FO

4.6

3.9 m3/min

R = 0,7 m3/min

FO = 4.6 m3/min = 3.9 m3/min – R R = 4.6-3.9 = 0.7 m3/min Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade



140

279

Refino < 6

4,6 m3/min

PLS

E1

E2

0,7 m3/min

0,7 m3/min

O.C.

O.D. 3,9 m3/min

3,9 m3/min


280

1,5 min =

VM 4,6 m3/min + 3,9 m3/min + 0,7 m3/min

t* = 2 t = 1,5 min VM = 13,8 m3 t = 1,5

VM = 18,4 m3 t = 2,0




141

281

1,5 min =

VM 4,6 m3/min + 3,9 m3/min + 0,7 m3/min

t* = 2 VM = 13,8 m3

VM = 18,4 m3

t = 1,5 min ΔV=25%

t = 1,5

t = 2,0 t = 2,5

50% Org.

t = 2.0, VO=9,2 m3 de Orgánico

50% Ac.

t = 1.5, VO=6,9 m3 de Orgánico

ΔVO=25%


282

Con objeto de una buena separación de fases se trabajará con una razón (F O/F A) global igual a 1, luego: FO = 4,6 m 3/min Luego la recirculación de orgánico será: R = 4,6 m 3/min – 3,91 m 3/min R = 0,69 m 3/min




142

283

De acuerdo a resultados operacionales de planta piloto el tiempo de contacto en los mezcladores de extracción es de 2 minutos, luego podemos determinar el volumen de ellos.

t

2 min =

VM FO

FA

R

VM 3,91 m3 / min+ 4,6 m3 / min + 0,69 m3 / min VM

18,4 m3


284

40 lt/min x m2= 2,4 m3/hr x m2




143

285

Determinación de las Dimensiones del Decantador De acuerdo a experiencias previas se tiene que el flujo específico para el orgánico es de 40l/minxm2, luego:

flujo específico

40

A

flujo area transversal

l

4,6 m3 / min

min·m2

A

4600 lt/min

115 m2

2

40 lt/min·m


286

Si el tiempo de retención en el decantador es de 15 minutos, se tiene lo siguiente:

t

15min =

VS

VS F

VS 4,6 m3/min 69 m3

Como la razón de fases es 1, Vs = 69 m3 x 2

VS

138 m3




144

287

A=115m2 VS=138m3


288

Luego,

h

h

VS A 138 m3 115 m2

h 1, 2 m




145

289

Resumiendo: Flujo Orgánico = 3,91 m3/min Flujo PLS = 4,6 m3/min Tiempo mezclado = 2 min R = 0,69 m3/min VM = 18,4 m3 a = 2,65 m Vs = 138 m3 Area transversal = 115 m2 hs = 1,2 m


290

VT= Vmixer + Vdescartado VT= 18,4 m3 + 132m3 VT= 156,4 m3 VT= 50% ocupado orgánico 156,4 m3 x 0.5 => 78.2 m3 fase orgánica En el orgánico subrayamos que trabajamos con 15% de extractante (85% diluyente). Vol. Extractante = 78,2 m3 x 0.15 = 11,7 m3 Vol. Diluyente = 78,2 m3 x 0.85 = 66,5 m3




146

291

VPLS = Flujo VPLS · t retención

VPLS = 4,6 m3/min · 30 min = 138 m3


292

⎡ π ⎤ 2 138m = ⎢ ⎥ d x h ⎣4⎦ 3

d=h Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade



147

293

⎡ π ⎤ 3 138m = ⎢ ⎥ ⋅ d ⎣4⎦ 3

d3=176m3 d=5,6m h=5,6m Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade

294

Teniendo la condición de d =h, se tiene:

⎡ π ⎤ 3 138m = ⎢ ⎥ ⋅ d ⎣4⎦ 3

d=5,6m h=5,6m




148

295

DIMENSIONAMIENTO DE MEZCLADORES SEDIMENTADORES DE REEXTRACCION El flujo de orgánico cargado es de 3,91 m3/min y la razón de flujos (FO/F A) es igual a 1,2, luego:

F A =

3,91

m3

min = 3 ,3m 3 / min (solución spent o electrolit o pobre) 1.2


296

FO

F A

X

X

X

NO HAY RECIRCULACION

F A FO 3,91m3xmin 3,3m3xmin




149

297

t=

VM

VM=t (FO+F A)

FO+F A


298

El tiempo de retención en los mezcladores, determinado experimentalmente es de 2 minutos, luego:

t =

V M

3,9m / min + 3,3m / min 3

3

(no hay recirculación)

VM = 2min x (3,91+3,3) m 3/min = 14,4 m3

Luego a=2,4 m (si la geometría es rectangular




150

299

t=

VM

= VM=t (FO+F A)

FO+F A VM = 2,5 min (3,91m3/min + 3,3 m3/min) VM= 18 m3 => a =2,6 mt


300

t = 2min; VM=14.42 m3; a=2,4 mt. t = 2,5min; VM=18m3; a=2,6 mt. AV =3,58m3;=20% M




151

301

DETERMINACION DE LAS DIMENSIONES DEL DECANTADOR De acuerdo a experiencias previas se tiene que el flujo específico para el orgánico es de 30 lt/min·m2, luego:

30

lt h ⋅ m2

A =

=

3,91m 3 / min A

3910lt / min 30lt / h ⋅ m 2

= 130m 2


302

Si el tiempo de retención en el decantador es de 17 minutos, se tiene lo siguiente:

t =

V S

3,91m 3 / min

VS = 17 min 3,91 m3/min = 66,5 m3 Teniendo una razón de fases de 1 en el decantador, se tiene:

VS = 66,5 m3 · 2 VS = 133 m3 Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade



152

303

VS= 66 m3 VO= V A => VS=66 m3 x 2 = 133 m3 h = V/A = 133 m3/130 m2 = 1 mt V A= 14,4 m3 2.4 2.4

1m

130 m2

VS=133m3

Vtotal=VM+VS=14,4m3 + 133m3 = 147,4m3 VO=V A=74m3 Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade

304

VO= 74 m3; 15% extractante 85% diluyente

11,1 m3 de extractante 62,9 m3 de diluyente




153

305

Luego,

h=

h=

V S A

133m3 130m

2

≈ 1m


306

Resumiendo: Flujo Orgánico = 3,91 m3/min Flujo Acuoso = 4,6 m3/min Tiempo mezclado = 2 min R = 0,69 m3/min VM = 18,4 m3 a = 2,65 m Vs = 138 m3 Area transversal = 115 m2 hs = 1,0 m




154

307

DIMENSIONAMIENTO ESTANQUE ORGANICO CARGADO Y DESCARGADO El criterio a usar es que se almacenará el volumen equivalente a 10 minutos de operación de la planta.

FO = 3,91 m3/min

V = 3,91 m3/min • 10 min = 39 m3


308

Luego,

⎡ π ⎤ 3 39m = ⎢ ⎥ ⋅ d ⎣4⎦ 3

Con d =h,

d = 3,7 m h = 3,7 m




155

309

3.7

3.7

39 m3 t = 10 min


310

5.- ELECTROOBTENCION




156

311

ESQUEMA DEL PROCESO LIX-SX-EO Mineral

Reducción de Tamaño

Lixiviación

Solución rica de Lixiviación o PLS

Solución de lixiviación agotada o “Refino” Extracción

Orgánico Descargado y regenerado

Orgánico Cargado Stripping

Acuoso limpio Cargado o “Avance”

Acuoso limpio para descarga o “Spent”

Electroobtención

Cátodos


312

ΛV

ANODO

(+)

(-) e

Cu2+

45-52 ºC

Cátodo

Reacciones de Reducción 2+ Cobre

40 – 44 gr/lt Acido Sulfúrico 170-180 gr/lt Fierro Disuelto 1-3 gr/lt Cloro 0-20 partes x millón Niquel, Zinc, etc.

Reacciones de Oxidación




157

313

5.1.- ASPECTOS FUNDAMENTALES NOMENCLATURA Y DEFINICIONES Anodo: Superficie donde ocurre la reacción anódica o de oxidación. Cátodo: Superficie donde ocurre la reacción catódica o de reducción. Electrólisis: Proceso en que se promueve la ocurrencia de reacciones químicas mediante la imposición de corriente eléctrica.

Celda electrolítica: Lugar

o espacio donde ocurre un proceso de

electrólisis de cobre.

EW: Abreviación de la palabra electroobtención en el idioma inglés (electrowinning).

Nave electrolítica: Espacio donde se ubica un conjunto de celdas electrolíticas. Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade

314

5.2.-REACCIONES Y ELECTRODOS EN EL PROCESO DE ELECTROOBTENCION DE COBRE Reacción Catódica La reacción en el cátodo en la separación por electrolisis es la deposición de cobre en la lámina de acero inoxidable, ésta viene dada por:

Cu+2 + 2e → Cu0

E° = 0.34 VENH

Y dependiendo de las condiciones de trabajo, podría ocurrir:

H+ + e → ½ H2

E° = 0

VENH




158

315


316




159

317

(-)

Cu2+

5-7 cm


318

REACCION ANODICA En electroobtención de cobre, el ánodo es una aleación inerte que no participa en la reacción, pero que actúa solamente como soporte electrónico; de tal modo que la reacción principal es la descomposición de solvente según:

H2O → ½ O2 + 2H+ + 2e

E° = 1.23 V ENH

Analizando el cambio global que se produce en la celda al paso de la corriente, la reacción global sería:

Cu+2 + H2O → Cu0 + ½ O2 + 2H+

Eº = -0,89 VENH




160

319

1 2

O2(a) Cu2+ Cu0

H2O

2H+


320

REACCIONES EN E.O DE COBRE O2

(+)

O2

(+)

Cu

A N O D O

C A T O D O

H+

H+

Cu H+ H+

A N O D O

Cu

Cu CuA2 + 2e

REACCION CATODICA: Cu2+ + 2eREACCION ANODICA: H2O

→

→

Cu0

Cu°

½ O2 + 2H+ + 2e-

REACCION GLOBAL: Cu 2+ + H2O

→

Cu° + ½ O2 + 2H+

E° = 0.34 VENH E° = -1.23 V ENH E° = -0.89VENH




161

321

O Anodo

B A R R E R A

Neblina Acida O2(8) H2O 2H+

Electrolito → Agua + Acido Sulfúrico


322

LOS ANODOS Los ánodos utilizados en el proceso de electroobtención son del tipo inatacables, es decir no debieran disolverse. Históricamente las aleaciones base plomo han sido la principal oferta de ánodos para los procesos EW y la aleación Pb-Ca-Sn laminada, casi en la única oferta válida del mercado actual. ¿Cuál es la función de los ánodos en el proceso de electroobtención de cobre?




162

323

Existe consenso respecto a los requerimientos que debe tener un material para comportarse como ánodos, que se pueden enumerar en: - Estabilidad química; - Buenas propiedades mecánicas; - Catalítico de la reacción principal; - Buen conductor electrónico, y; - Menor precio posible.


324

LOS CATODOS En la actualidad se utiliza mayoritariamente la tecnología de los cátodos permanentes. Estos cátodos permanentes son comúnmente de acero inoxidable. El cátodo permanente esta compuesto de tres partes básicas: - La placa del electrodo. - La barra de suspensión. - Las franjas protectoras.




163

325

EL CATODO DE ACERO INOXIDABLE

BARRA DE SOPORTE PLANCHA ELECTRODO

FRANJAS PROTECTORAS

CARACTERISTICAS DE DISEÑO DEL CATODO Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade

326

Superficie para colocar cobre




164

327

La plancha del electrodo es de acero inoxidable 316L. El acero inoxidable 316L es un acero de bajo contenido carbono, con elementos aleantes que contribuyen que este acero tenga las propiedades aptas para medios donde suele ocurrir corrosión como ocurre en la celda. Los elementos aleantes que contienen el acero inoxidable 316L son los siguientes: 6 – 18 % Cr, 10 – 14 % Ni, 2 – 3 % Mo.Ç


328

CATODOS PERMANENTES




165

329

El espesor de la plancha es de 3 – 3,3 mm, y la terminación superficial es estándar 2B, con una rugosidad superficial controlada conforme a normas ISO R1 302. Las dimensiones en general mantienen una configuración de 1*1 m2 con un sobretamaño de 30 – 50 mm con respecto al ánodo, en todas sus aristas. Para el manejo de los electrodos con la grúa en la nave, los cátodos poseen ganchos soldados a la barra de soporte o ventanas simétricas en la parte superior de la plancha.


330

La barra de suspensión puede ser de cobre o de acero inoxidable de bajo contenido de carbono, soldada a la plancha del electrodo. La soldadura es de punto, de alta resistencia mecánica y no altera la estabilidad dimensional de la plancha. La conductividad eléctrica de la barra de soporte de acero inoxidable se asegura con un recubrimiento electrolítico de 2,5 mm de espesor de cobre de alta pureza.




166

331

5.3.- PARAMETROS OPERACIONALES DE CONTROL DE PROCESO Una operación electrolítica debe acompañarse por el control o conocimiento de cuatro parámetros operacionales que de alguna forma caracterizan al proceso a saber: - Producción horaria. - Rendimiento o eficiencia de corriente. - Consumo específico de energía. - Rendimiento energético. Los dos primeros parámetros tienen relación con el proceso catódico de electrodepositación de cobre, y los dos últimos tienen relación con el comportamiento del conjunto de la celda. Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade

332

PRODUCCION HORARIA Este parámetro relacionado a la producción y cuantifica la capacidad de la planta. Este concepto puede asociarse a un solo tipo de electrodo, para lo cual su unidad será en masa de producto formado por unidad de tiempo y superficie, o relacionada a todo el proceso para lo cual debe mencionarse la masa producida por unidad de tiempo. Por ejemplo: Kg / m2, Ton / día.




167

333

EFICIENCIA DE CORRIENTE ( c) La eficiencia de corriente es la razón entre el cobre realmente recuperado y el cobre que teóricamente debiera depositarse según la ley de Faraday, entonces:

Mreal ·100 ρc = Mteorica


334

Donde, la masa teórica se calcula a través de la ley de Faraday. Entonces:

Mteórica

PMCu ⋅ I ⋅ t = n ⋅F



PM

: Peso molecular (g/mol)



I

: Corriente aplicada (A)



F

: Constante de Faraday (96485 [C/mol*eq])



t

: Tiempo de operación (seg)



n

: Número de electrones en juego




168

335

1 celda 41 ánodos 40 cátodos Dimensión de cátodos 1,05 m2 x 2 = 1,1 m2 Determinado la Corriente requerida: I = 260 A/m2 x 1,1 m2 x 40 = 11,440 Amp.


336

Mteórica =

64 x 11.440 x 86 4000 2 x 96.485

= 327815 = 0,327 Ton/día




169

337

Mreal = 0,30 Ton/día

Eficiencia de Corriente 0.30/0.327 x 100 = 91,7%


338

PARAMETROS Y VARIABLES TIPICAS DE PROCESO DENSIDAD DE CORRIENTE - VOLTAJE CELDA - CONSUMO DE ENERGIA - EFICIENCIA FARADICA - TIPO DE ANODOS - ELECTROLITO Cu +2 H FeT +2 Fe Mn Cl

2

2

195 A/m

200 – 230 A/m

1.9 volt.

1.9 volt.

1800 – 1900 Kwh/t

1800 – 1900 Kwh/t

90 – 91 %

90 – 91 %

Pb–Sb-Ag

Pb–Ca-Sn

54 140 – 145 1.2 0.4 120 – 140 50 – 60

gpl gpl gpl gpl gpl ppm

52 - 54 140 – 145 0.5 – 1.5 0.1 – 0.2 50 – 80 20 – 30

gpl gpl gpl gpl gpl ppm

- ORGANICO - ADITIVOS GUARFLOG COBALTO

0.8 – 1.5

ppm

0.8 – 1.5

ppm

200 100

g/ton ppm

200 180

g/ton ppm

- ANTINEBLINA

Esferas 10 mm

Esferas 10 mm




170

339

CELDA DE ELECTROOBTENCION Cathodes Anodes

Electrolyte Flow Distribution Manifold


340

ELECTROWINNING CELL Polymer concrete cell & furniture

“Dog bone” inter-cell bus bar

Clip type anode insulators




171

341 Cell flow distributor

Top capture cathode design




342

5.4.- BALANCES DE MASA (COBRE, ACIDO Y AGUA) Se presentan los balances de masa asociados al cobre, ácido y agua, de acuerdo a las concentraciones de cobre de entrada y salida a una planta de electroobtención convencional.

BALANCE DE COBRE El balance de cobre de una planta de electroobtención tradicional se realiza de acuerdo al flujo de electrolito rico y concentración de cobre a la entrada y salida del proceso, de acuerdo a la siguiente expresión:




172

343

Balance de Cobre:

EN

Fe Cu2+e

Fe Cu2+s

Producción de Cátodos de Cobre

Flujo de Entrada X Cu2+entrada = m3/hr x kg/m3 = (Kg/hr)e Flujo de Salida x Cu2+salida = m3/hr x kg/m3 = (kg/hr)s


344

Flujo Másico de Cobre Flujo Másico de Cobre Producción = + que Entra que Sale de Cátodos




173

345

24 m3/hr → Flujo de electrolitos 45 Kg/m3 Concentración de Cobre entrada 35,8 Kg/m3 Concentración de Cobre salida

24 m3/hr x 45 kg/m3 = 1080 kg/hr (entra)

24 m3/hr x 35,8 kg/m3 = 859,2 kg/hr (sale)

PRODUCCION CATODOS 1080 – 859,2 = 220,8 kg/hr


346

Flujo masico de cobre A la entrada

=

Flujo masico de cobre A la salida

+

Producción catódica

Por ejemplo, si los datos de entrada fueran:

Flujo electrolito (m3/h)

Concentración de cobre inicial (g/l)

Concentración de cobre final (g/l)

24

45,00

35,8




174

347

De acuerdo a esto el balance de masa entregaría los siguientes resultados:

t/d

t/año

Cobre que ingresa a EO

25,9

9453,5

Cobre que sale de EO

20,6

7519,0

Cobre a depositar

5,3

1934,5

Luego, en las condiciones dadas, esta planta de EW producirá 5,3 t/d de cátodos de cobre.


348

BALANCE DE ACIDO De la misma forma, el balance de ácido se realiza de acuerdo a los siguientes datos de entrada. Flujo avance (m3 /h)

24

Concentración de acido inicial (g/l)

180

Masa cobre producida (t/d)

5,3

PM(Cu), g/mol

63,5

PM(H2SO4), g/mol

98




175

349

Cu

2+

+

+ H 2O → Cu + 2 H +

1 ml. 64 tn

1 O2

1 ml. 98 tn


350

98 64

= 1.53

Toneladas de Acido Tn. Cu

1.53 x 5.3 = 1.53 1.53 x 5.3 = 8.1 toneladas de ácido x día Acido Inicial = 24 m3/hr x 180 Kg/m3

4320 Kg/hr = 4,32 Ton/hr X 24 = 103 Tn. de Acido 103 + 8,1 = 111,1 ácido al día que sale




176

351

La expresión del balance de ácido es la siguiente: Flujo másico de ácido Que sale

=

Flujo másico de ácido Que entra

+

Flujo másico de ácido Producido en el proceso de EO

El flujo másico de ácido producido en el proceso de EW es calculado a través de la reacción global de electroobtención de cobre:

Cu 2+ + H 2O = Cu 0 +

1 2

O2 + 2 H +

De acuerdo a la reacción anterior, por cada mol de cobre depositado se genera 1 mol de H2SO4.


352

Con las consideraciones anteriores, el balance de masa entrega los siguientes resultados:

t/d

t/año

Acido que ingresa a EO

103

37843

Acido generado

8,1

2960

Acido que sale de EO

111,8

40803

Obteniéndose entonces una concentración de ácido en el electrolito pobre de 194 g/l. Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade



177

353

BALANCE DE AGUA En la práctica industrial, el consumo de agua está fundamentalmente asociado a pérdidas por evaporación, posibles pérdidas por derrames y purga de electrolito. La experiencia industrial señala que el factor mas importante de pérdida de agua es la purga de electrolito, mientras que se señala que las pérdidas por evaporación son despreciables en comparación a lo anterior, indicándose valores de 0,001 m3/hr o 1 kg/hr por celda.

Balance EO


354

5.5.- CRITERIOS DE DISEÑO Y EQUIPOS PRINCIPALES Al igual que para las áreas de Lixiviación y SX, en los cálculos del Balance de Masas del área EW también es conveniente considerar los factores relativos a la concepción de las instalaciones de la nave, por ejemplo, configuración de la nave, instalación de celdas de limpieza, forma de cosecha de cátodos y otros, para compatibilizar

los

requerimientos

de

procesos

y

las

configuraciones alternativas de las áreas de plantas.




178

CONSIDERACIONES PARA ESTABLECER PARAMETROS Y CRITERIOS DE PLANTAS DE ELECTROOBTENCION

355

Esta es el área más estandarizada de una planta hidrometalúrgica. Dada la alta incidencia de las inversiones requeridas por ella en un proyecto, la mayoría de las decisiones se concentran en los aspectos relativos al equipamiento y en los aspectos relativos a la calidad del producto, sobre todo si en las precedentes áreas de lixiviación y SX ya se han tomado todas las providencias para facilitar su desempeño, para alimentarla con electrolitos ricos de buena calidad. En este contexto, las definiciones previas respecto de las estrategias de configuración del proyecto conducen a las decisiones principales que se indican a continuación:


356

Las más importante decisiones relativas a las estrategias de configuración se refieren a: A) TIPO DE CATODOS A USAR Las opciones existentes permiten el uso de:

Cátodos iniciales: Preparados a partir de láminas, cuyo uso decae rápidamente por factores asociados a inversiones, costos de operación y de calidad del producto, no obstante el ahorro de inversión en los más costosos cátodos permanentes.

Cátodos permanentes: Consistentes en placas de acero inoxidable de superficie estandarizada y soldadas a barra colgadora de cobre para contactos eléctricos. El cobre se deposita sobre las caras de la placa para despegarse en la cosecha y reutilizar las placas.




179

357

B) TAMAÑO Y TIPO DE CELDAS A USAR En principio, este es un tema de naturaleza económica. Celdas para muchos cátodos, representan una menor cantidad de ellas y proporcionalmente más baratas, pero exigen más costosos rectificadores de mayor corriente y más costosas naves y grúas de mayor luz, que redundan en naves más difíciles de ventilar. Celdas más pequeñas resuelven los problemas de las anteriores, pero requieren una mayor cantidad de unidades proporcionalmente más caras y desperdician ánodos. En estricto rigor, debiera efectuarse un estudio económico principalmente de las inversiones asociadas a los distintos tamaños para elegir el tamaño y la configuración óptima.


358

CELDAS DE LIMPIEZA EXTRACCION O.D.

O.C.

REEXTRACCION E.R.

E.P.

EW ARRASTRES DE ORGANICOS

CATODOS DE COBRE

CATODOS DE MENOR CALIDAD Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade



180

359

C) ADOPCION DE CELDAS DE LIMPIEZA La celdas de limpieza representan la última barrera a los arrastres de orgánico en el electrolito. En realidad representan una suerte de celdas de sacrificio, ya que retienen los últimos restos de orgánico e impiden su paso al electrolito circulante y al resto de las celdas comerciales. Sí se recomienda adoptarlas, dado que la alternativa de no usarlas presenta la necesidad de instalar más costosos y muy confiables mecanismos de retención de arrastres.


360

D) DENSIDAD DE CORRIENTE La densidad de corriente es el principal factor determinante de la calidad física y química del depósito y en la productividad de las celdas, e incide en las inversiones a través del valor de los rectificadores necesarios para lograrla y la cantidad de celdas y electrodos. Consecuentemente la tendencia es a aumentarla hasta los máximos valores compatibles con una buena y consistente calidad del depósito, por ahora estimados en el orden de los 300 Amp/m2 de área de cátodos.




181 18 1

361

1 m2

50 x 2m2 = 100m2 I A

=i Amper/m2


362

ELECTROLITO RICO 45 gr.l. Cu2+ gramo x litro de cobre

ΔC

Cu2+

5,3 T/d

ELECTROLITO POBRE 35,8 gr.l. Cu2+

CATODO

= 8-12 gr.l. Cu2




182 18 2

363

E) CONCENTRACIONES DE COBRE EN ELECTROLITOS La concentración de cobre del electrolito y la asociada caída de concentración en las celdas, son los dos factores, a continuación de la densidad de corriente más incidentes en la calidad del depósito. Dado que ambos temas se relacionan con la concentración de iones en la superficie misma del cátodo, la situación se mejora por concentraciones elevadas y caídas de concentración moderadas, además de factores físicos como temperatura, viscosidad, uniformidad del electrolito y estado de agitación, presencia de tenso-activos y otros que inciden en la movilidad de los iones hacia la capa límite del depósito.


364

F) METODO DE COSECHAR CATODOS El enfoque de la cosecha cosecha de cátodos cátodos está asociada asociada al tipo de cátodos usados y a la capacidad de la planta, por lo que las decisiones respecto de la implementación necesaria se efectúan en ese contexto:

La cosecha de cátodos iniciales: Debiera estar asociada a una capacida capacidad d pequeña; pequeña; básicamen básicamente te será será manual y como como máximo máximo dispondrá dispondrá de un mecanismo mecanismo de volteo para para recoger y apilar mecánicamente los cátodos maduros y ya lavados desde la araña araña y recuperar las las barras colgadoras colgadoras para armar nuevos cátodos iniciales.




183 18 3

365

ELECTROLITO 45-50 ºC


366

La cosecha de cátodos permanentes en planta pequeñas: También es posible efectuarla en forma estrictamente manual una vez lavados los cátodos, pero con el apoyo de bastidores como dispositivos de soporte, para depositar las placas enzunchadas enzunchadas en pallets pallets para su despacho despacho.. Una soluci solución ón más elegante dentro de esta categoría de capacidad, consiste en adoptar pequeñas máquinas despegadoras simplificadas y de costo moderado, comercializadas por los mismos fabricantes de cátodos permanentes.

La cosecha de cátodos permanentes en plantas grandes: El tema resulta más especializado y debiera recurrirse a la colaboración de los proveedores de las relativamente costosas máquinas despegadoras, que además normalmente integran otras funciones de pesaje, muestreo, rechazo, empaquetado, etc. Dr. Patricio Patricio Navarro - pnavarro@ex [email protected] po.intercade.o rcade.org rg - Consultor Consultor Intercade



184

367

VENTILACION DE LA NAVE VIENTO

EXTRACTORES DE VIENTO Anodo

Cátodo

Reacción de Depositación del Cu2+

Reacción Oxidación del Agua

H2O → 2H+ + 1/2 O2(g)+2e


368

Tensoactivos




185

369

G) VENTILACION DE LA NAVE Aunque el tema se refiere a los sistemas de implementación de equipos, más bien que a temas de procesos, forma parte de las decisiones de configuración importantes que es conveniente adoptar previamente. Los sistemas más en boga y aceptados, adoptan esquemas de flujo de aire cruzado por la nave al nivel de las celdas, mediante la extracción del aire viciado con ventiladores axiales que succionan aire fresco desde celosías en la pared opuesta. Dado que el sistema cumple con las normas a expensas de un alto costo y nivel de ruidos, existen desarrollos tendientes a ventilar sólo las celdas más bien que la nave, para intentar superar esos inconvenientes. Dr. Patricio Navarro - [email protected] - Consultor Intercade

370

I) RECTIFICADORES DE CORRIENTE El tema presenta la misma relación característica con las implementaciones que el anterior. En este caso, el factor de decisión se refiere a la forma de generar las corrientes continuas demandadas por la cantidad de cátodos por celda, operando a las densidades de corriente especificadas para el proyecto: -

Considerando que su precio queda determinado principalmente por su entrega de corriente, vale la pena depender de equipos de corrientes moderadas.




186

371

- Dado que existe un salto en el precio de los rectificadores en el orden de los 9.000 ampéres, causado por los sistemas de refrigeración forzada necesarios para las capacidades mayores, que reemplazan las simples refrigeraciones por aire de las capacidades menores, cabe considerar usar grupos de rectificadores de hasta ese nivel de suministro de corriente para completar el total demandado. - Ese enfoque tiene la ventaja adicional de multiplicar la cantidad de pulsos eléctricos de los equipos que suman la corriente total, con lo que disminuye la importancia e incidencia de las “frecuencias harmónicas” y las inversiones en los filtros que las controlan.


372

CONSUMO DE SUAVIZANTES DE DEPOSITO El Parámetro define la dosis de productos para controlar el crecimiento de dendritas en el cátodo para mejorar su calidad física y obtener un depósito liso. Normalmente se usan proteínas de origen vegetal que se formulan concentradas como una solución madre que se agrega continuamente al electrolito dado que se destruyen continuamente por oxidación y por el calor en los intercambiadores, si el agua está exageradamente caliente. Esta dosis es uno de los factores incidentes en la calidad del cátodo; dado que el producto es barato y se agrega a voluntad, permite compensar el efecto de otras variables más costosas, por ejemplo: una mayor dosis permite compensar el efecto de una mayor temperatura del electrolito y evita el asociado y más costoso consumo de combustible en calentadores.




187

373

COBALTO EN ELECTROLITO Este costoso aditivo tiene efectos sobre el desempeño de los ánodos y disminuye la sobre-tensión del oxígeno, con lo que disminuye el voltaje de operación de la celda y se economiza energía y aumenta la vida del electrodo. No hay un consenso claro sobre el mecanismo de acción entre diversos autores, pero sí se sabe que su acción es notoria en el orden de los 20 ppm y también que no hay aumentos de sus efectos a concentraciones sobre 120 ppm, que por lo tanto resulta ser la máxima recomendable y aún sólo usarla cuando existen en el electrolito otros elementos agresivos a los ánodos, tales como cloruros y manganeso.


374

10-30

ppm (ppm de cobalto)




188

375

TEMPERATURAS Y CALENTAMIENTO DE ELECTROLITOS El Parámetro establece el escenario de temperaturas de la depositación, que representa el tercer factor reconocido como incidente en la calidad del depósito, tras la densidad de corriente y el escenario de concentraciones de cobre y sus caídas en celdas. Aunque en general en la industria se procura adoptar temperaturas más bien altas, habitualmente en el rango de los 40 a 45 °C, lo realmente importante es mantener las temperaturas constantes para evitar variaciones en la distribución de tamaño de los cristales de cobre depositado, dado que los nuevos tamaños mayores asociados a temperaturas más altas también son alcanzables por otros factores, tales como la concentración de cobre, agitación y dosis de aditivos suavizantes, que resultan de menor costo que el combustible consumido para mantener temperaturas altas.


376

CONCENTRACION DE IMPUREZAS TOLERABLES EN ELECTROLITO El tratamiento de este tema ya fue iniciado, respecto del fierro y de los cloruros, en la descripción de parámetros de la planta SX, dado que ella es la responsable de alcanzar los niveles tolerables en el electrolito. Además de lo allí indicado vale la pena mencionar que:




189

377

REEXTRACCION X SOLVENTE

Intercambiador de calor

IC

Electrolito pobre ep

E-O 45-50ºC


378

El manganeso es probablemente el tercer contaminante de interés del electrolito, algunas referencias de interés son: - Deteriora la capa de PbO2 de los ánodos y fomenta su desgaste. - En sus altos estados de oxidación como MnO4-, puede generar elevados potenciales redox oxidantes en el electrolito descargado, capaces de fomentar la degradación de los reactivos extractantes al contactarlos en las etapas de re-extracción de la planta SX.




190

379

(Mn+6O2-4)2-


380

- Las concentraciones consideradas solución son del orden de los 80 ppm.

como

tolerables

en

- En forma parcial se pierde naturalmente en las celdas por precipitación al estado de MnO2. - La forma usual de control de sus efectos es mediante la mantención de una concentración de fierro total en el electrolito 10 veces mayor que la concentración medida de manganeso.




641_MATERIALDEESTUDIO

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